EP3055284A1 - Verfahren zur herstellung von toluylendiamin - Google Patents

Verfahren zur herstellung von toluylendiamin

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EP3055284A1
EP3055284A1 EP14777662.9A EP14777662A EP3055284A1 EP 3055284 A1 EP3055284 A1 EP 3055284A1 EP 14777662 A EP14777662 A EP 14777662A EP 3055284 A1 EP3055284 A1 EP 3055284A1
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EP
European Patent Office
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stream
hydrogen
dinitrotoluene
dnt
bar
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EP14777662.9A
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English (en)
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EP3055284B1 (de
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Bernd Pennemann
Amgad Salah Moussa
Bastian MAHR
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Covestro Deutschland AG
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Covestro Deutschland AG
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Publication date
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    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C07—ORGANIC CHEMISTRY
    • C07C—ACYCLIC OR CARBOCYCLIC COMPOUNDS
    • C07C209/00—Preparation of compounds containing amino groups bound to a carbon skeleton
    • C07C209/30—Preparation of compounds containing amino groups bound to a carbon skeleton by reduction of nitrogen-to-oxygen or nitrogen-to-nitrogen bonds
    • C07C209/32—Preparation of compounds containing amino groups bound to a carbon skeleton by reduction of nitrogen-to-oxygen or nitrogen-to-nitrogen bonds by reduction of nitro groups
    • C07C209/36—Preparation of compounds containing amino groups bound to a carbon skeleton by reduction of nitrogen-to-oxygen or nitrogen-to-nitrogen bonds by reduction of nitro groups by reduction of nitro groups bound to carbon atoms of six-membered aromatic rings in presence of hydrogen-containing gases and a catalyst
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
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    • C07C—ACYCLIC OR CARBOCYCLIC COMPOUNDS
    • C07C209/00—Preparation of compounds containing amino groups bound to a carbon skeleton
    • C07C209/82—Purification; Separation; Stabilisation; Use of additives
    • C07C209/86—Separation
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C07—ORGANIC CHEMISTRY
    • C07C—ACYCLIC OR CARBOCYCLIC COMPOUNDS
    • C07C211/00—Compounds containing amino groups bound to a carbon skeleton
    • C07C211/43—Compounds containing amino groups bound to a carbon skeleton having amino groups bound to carbon atoms of six-membered aromatic rings of the carbon skeleton
    • C07C211/44—Compounds containing amino groups bound to a carbon skeleton having amino groups bound to carbon atoms of six-membered aromatic rings of the carbon skeleton having amino groups bound to only one six-membered aromatic ring
    • C07C211/49—Compounds containing amino groups bound to a carbon skeleton having amino groups bound to carbon atoms of six-membered aromatic rings of the carbon skeleton having amino groups bound to only one six-membered aromatic ring having at least two amino groups bound to the carbon skeleton
    • C07C211/50—Compounds containing amino groups bound to a carbon skeleton having amino groups bound to carbon atoms of six-membered aromatic rings of the carbon skeleton having amino groups bound to only one six-membered aromatic ring having at least two amino groups bound to the carbon skeleton with at least two amino groups bound to carbon atoms of six-membered aromatic rings of the carbon skeleton

Definitions

  • the invention relates to a process for gas phase hydrogenation of dinitrotoluene (DNT) which can be reacted industrially, in which a stream containing DNT, if appropriate in the presence of a sputtering gas, is atomized into a hydrogen-containing carrier gas stream, the gaseous stream of non-evaporated liquid droplets obtained freed and the resulting gas stream is catalytically hydrogenated to toluenediamine.
  • DNT dinitrotoluene
  • Aromatic amines are important intermediates that must be available inexpensively and in large quantities. Therefore, z. B. for the hydrogenation of dinitrotoluene (hereinafter also DNT) plants with very large capacities are built.
  • the hydrogenation product toluenediamine (hereinafter also TDA) is an important intermediate in the production of tolylene diisocyanate, which has great importance in polyurethane chemistry.
  • TDA hydrogenation product toluenediamine
  • the catalyst for example Pd / C, Raney Ni, Ni / SiC, etc.
  • the catalyst is usually slurried in the liquid phase (hence also called "slurry phase process".)
  • Reactors are, for example, loop reactors or stirred vessels in question (see eg US 2011/295039 AI) All currently industrially relevant processes operate in the liquid phase liquid phase hydrogenation at higher temperatures and the gas phase hydrogenation of dinitrotoluene play due to the potential dangers due to thermal instability in particular the industrial dinitrotoluene on an industrial scale
  • the gas-phase hydrogenation of low-volatile and / or temperature-sensitive nitroaromatics is viewed critically in the literature (see, for example, Cartolano, AR and Vedage, GA, 2004, Amines by Reduction, Kirk-Othmer, Encyclopedia of Chemical Technology, John Wiley & Sons Inc, 5th edition (January 31, 2004), Vol. 2, page 478 and page 484, online ISBN: 9780471238966).
  • GB 599,252 and US 3,13,6818 describe processes for the preparation of aromatic monoamines, in particular aniline, in the gas phase by hydrogenation in a fluidized bed reactor. Since mononitro-aromatics are much more stable than dinitro-aromatics, the uncontrolled thermal decomposition does not pose a significant problem. Before the gas-phase Hydrogenation of starting materials with higher levels of dinitro compounds is expressly warned in GB 599,252.
  • DE-AS 1 809 711 is concerned with a process for the gas phase hydrogenation of nitro compounds and is particularly concerned with the problem of the uniform introduction of liquid nitro compounds into a hot gas stream by atomization, preferably at narrowed
  • DE-OS 3 636 984 describes a process for the coupled production of nitro and dinitroaromatics from the corresponding hydrocarbons by nitration and their subsequent hydrogenation.
  • the hydrogenation takes place in the gas phase at temperatures of 176 to 343.5 ° C.
  • An apparatus for gas-phase hydrogenation is described, which essentially consists of two reactors connected in series with intermediate cooling and intermediate reactant feed, the size and structure of which are not discussed. The problem of the decomposition of dinitrotoluene is not dealt with in the document.
  • EP 0 696 573 A1, EP 0 696 574 A1, EP 0 748 789 A1, EP 0 748 790 A1 and DE 10 2006 035 203 A1 deal with a gas phase process carried out under purely adiabatic conditions for the hydrogenation of aromatic nitro compounds.
  • EP 0696574 A1 describes the process for the preparation of aromatic amines, in which the catalyst is adiabatic
  • R 2 and R 3 may inter alia also be a methyl group.
  • the focus of said writings, however, is aniline (the examples are concerned with the hydrogenation of nitrobenzene).
  • Special features of the Dinitrotoluolhydrtechnik go to the writings mentioned not.
  • GB 832,939 deals with the hydrogenation of dinitro compounds in the gas phase.
  • This document discloses the use of nickel sulfide catalysts on an alumina support material. Their use allows according to the information in the publication an unexpectedly rapid reaction in excellent yields. On procedural details for evaporation is not the font.
  • the hydrogenation is at ambient pressure and
  • DE 3734344 A1 describes the conversion of dinitrotoluene (DNT) in the gas phase to toluenediamine (TDA).
  • DNT is evaporated in an inert, hot carrier gas within 2 to 120 seconds to a 150 to 250 ° C hot mixture of vaporized DNT and carrier gas.
  • Suitable evaporator types are thin film evaporators with smoothly constructed tubes, short path evaporators, falling film evaporators without liquid circulation and single-strand helical tube evaporators. The low volatility and high decomposability of DNT and the associated explosion risk are mentioned. Measures to prevent decomposition or to prevent the accumulation of high-boiling, thermally sensitive
  • Impurities are not described as they were probably not problematic in the experiments carried out because of the short duration of the test of a few hours and possibly because of the purity of the starting materials used.
  • the possible presence of unevaporable fractions in DNT is only mentioned insofar as the evaporation process can theoretically be used for the separation in DNT and non-volatile fractions.
  • the hydrogenation is carried out according to this document in the temperature range of 200 to 450 ° C and preferably at atmospheric pressure.
  • the hydrogenation of DNT releases large amounts of energy.
  • hydrogen is metered in at an absolute pressure of about 20 to 100 bar, and the reactors are operated at this pressure; see, for. B. US 2008/0146847 AI (100 bar pressure and a temperature of 150 ° C). Due to the low temperature level, the use of the dissipated energy is very limited or economical. If the hydrogenation reaction could be carried out at a higher temperature, so that higher-tension steam could be produced, this would have great economic benefits. This applies in particular to composite systems from several production plants, in which steam obtained in one process can be used in other processes (for example for heating the reactants to the reaction temperature).
  • a reactor with an internal heat transfer surface and an external circulation system with heat removal was used.
  • DNT was introduced into the catalyst suspension with a motive nozzle below the liquid surface.
  • the average DNT concentration in the reactor was limited to a value of less than 1000 ppm.
  • the hydrogen concentration including the hydrogen in the external circuit was set to a value of greater than 1% by volume, preferably greater than 3% by volume. Compliance with these conditions is essential for the process described, u. A. because nitro and nitroso compounds in the presence of TDA at elevated temperatures can decompose explosively (DE 10 2005 008 613 AI). In particular, however, the third and fourth conditions may lead to great practical problems in the design and operation of a liquid phase process in a large scale production at a temperature of 185 ° C or higher. The coordination of the individual parameters on each other is difficult to realize. As will be explained in more detail below, the present invention makes it possible to maintain a temperature of 185 ° C. or higher so that highly stressed steam can be obtained in a gas phase process without comparable practical limitations.
  • gas phase processes have a number of other advantages.
  • the separation of the catalyst from the product is easier because the product leaves the reactor gaseous while the catalyst remains in the reactor.
  • upscaling of the process is easier in the case of gas phase reactors than in conventional slurry phase methods. Since it is not necessary to stir mechanically in the gas phase process, the danger of plant failures due to caking on the stirrer and the energy consumption are lower. Also, gas phase reactors are easier to clean than stirred tanks.
  • an object of the present invention is a continuous process for producing toluenediamine by hydrogenating dinitrotoluene in gas phase comprising the steps
  • step (V) recycling at least a portion of the gas phase (7) comprising hydrogen obtained in step (IV) to the first evaporation apparatus (1000, 1010) of step (I).
  • an evaporation apparatus is understood to be any apparatus which is suitable for injecting the DNT stream 1 (11, 12) into the carrier gas stream (the "feed hydrogen” stream) 2 (21, 22) and for evaporating the DNT as completely as possible
  • solid lines - is the "feed hydrogen" stream 2, for example, a mixture of "recycle gas” 7 and fresh hydrogen 200; in the embodiment according to FIG. 1 with dashed lines it is identical to the recycled gas (7).
  • the evaporation apparatus comprises at least one device for spraying the stream 1 (11, 12) into the stream 2 (21, 22).
  • the evaporation apparatus comprises only a pipeline through which current 2 (21, 22) flows, and in which a device through which stream 1 (11, 12) is sprayed opens.
  • a "spraying device” is preferably a nozzle (see below for details).
  • the first evaporation apparatus (1000, 1010) designates the first evaporation apparatus in the flow direction of the reaction mixture when several reaction chambers are connected in series and thus also when several evaporation apparatuses are used in succession in the flow direction of the reaction mixture (cf., for example, FIG. So in the embodiment of FIG. 3, the evaporation apparatus 1010.
  • the information that at least 95.0% by mass, based on the total mass, of all the dinitrotoluene (1,1,12) present in the dinitrotoluene is transferred into the gas phase [step (I)] and the gas stream 4 (41, 42) preferably a maximum of 1000 ppm of unvaporized droplets, based on the total mass all dinitrotoluene contained in the dinitrotoluene stream (1,11,12), contains [step (II)] in each case on DNT as such, d. H. without consideration of contaminants always present in DNT technical grade.
  • stream 1 (11, 12) is a 98% purity dinitrotoluene fed at a kg / h of vaporization in step (I)
  • stream 3 (31, 32) will be at least 0.95 x 0, 98 ⁇ a kg / h of gaseous dinitrotoluene was added to the droplet removal in step (II).
  • the residual droplet content in the liquid droplet-depleted dinitrotoluene and hydrogen-comprising gas stream (4, 41, 42) is preferably determined by laser optical measurement, by capacitive measurement or by taking a representative partial flow and determining its drop content by means of the aforementioned techniques or by collecting and weighing the drops.
  • reaction space (step (III)) is understood as meaning the space in which DNT and hydrogen react with one another in the presence of the catalyst.
  • the reaction space is located in a technical device for implementation of chemical reactions, the reactor.
  • the reaction space In the case of a reactor completely filled with catalyst (for example in the form of a bed of catalyst balls), the reaction space is identical to the internal volume of the reactor. If multiple reaction spaces are present, they can be connected in series or in parallel. In the case of several reaction chambers connected in series (see, for example, FIG. 3), the last reaction space designates the last reaction space in the flow direction of the reaction mixture, that is to say in the embodiment according to FIG. 3, the reaction space 3020.
  • step (IV) only the gas stream obtained in this reaction space containing toluenediamine in gas (7) and liquid phase (6) is separated.
  • all the last reaction spaces arranged in the direction of flow of the reaction mixture are "last reaction spaces” in the sense of step (IV) .
  • Dwell time in the reaction space in the context of the present invention means the quotient of the volume of the reaction space which can be flowed through for the gas flow and the volume flow emerging from the reaction space per unit time.
  • the maximum possible amount of non-evaporated droplets of 0.10%, based on the mass of all dinitrotoluene present in 1, is so low that no dangerous decomposition reactions are to be feared.
  • a temperature of 300 ° C may not be exceeded;
  • the residence time must be kept low.
  • Streams 1 (DNT) and 200 may contain, in addition to the essential components DNT or hydrogen, others.
  • DNT DNT
  • suitable solvents are alcohols (preferably selected from methanol, ethanol and isopropanol). If a solvent is used, the proportion of technical DNT in the solution (1) is preferably> 0% by mass to ⁇ 50% by mass, based on the total mass of 1.
  • the hydrogen must not be used in substance, but can be diluted with other gases that are inert under the hydrogenation reaction conditions.
  • Suitable inert gases include, for example, noble gases, water vapor, CO 2, nitrogen; preferred are nitrogen or water vapor.
  • the hydrogen is diluted with such gases before contact with the DNT-containing stream 1, its proportion in stream 2 is preferably at least 3 mol%, based on the total amount of material of all compounds contained in stream 2.
  • syngas can also be used directly without purifying the hydrogen contained to high purities.
  • a condensable diluent gas eg, water vapor
  • this has the advantage that the compressor volumetric flow decreases compared to non-condensable carrier gas.
  • the present process enables the commercial scale DNT vaporization in step (I) on an industrial scale. Possibly. fractions of liquid droplets which are still present in stream 3 (31, 32) are predominantly due to completely nonvolatile accompanying components in DNT of technical purity. The proportion of unvaporized droplets in stream 3 (31,
  • the "technical" DNT preferably used in the process according to the invention as the DNT source of stream 1 (11, 12) preferably comprises:
  • the evaporation equipment used (1000, 1010, 1020) must ensure as complete evaporation of the DNT as possible while at the same time a short residence time and minimal thermal loading of the liquid DNT.
  • such apparatuses are suitable for this purpose, in which the DNT-containing stream 1 is sprayed into a hot hydrogen-containing carrier gas stream 2 (21, 22) by means of at least one spray device (preferably a nozzle) ("spray evaporator")
  • spray evaporator preferably a nozzle
  • Ratio of molar flows of 1 to 2 (21, 22) preferably such that the proportion of DNT in 3 (31, 32) of 0.1 mol% to 10 mol%, particularly preferably 0.8 Mo 1-% to 2.0 mol%, in each case based on the total amount of material of all compounds contained in stream 3 (31, 32) .
  • the temperature of the carrier gas stream should be selected so that as much DNT as possible can be evaporated, ie the DNT partial pressure as far as possible is close to
  • a DNT spray stream 1 (11, 12) with the smallest possible droplet size (average droplet diameter d preferably between 20 ⁇ and 200 ⁇ ) and uniform droplet size distribution to produce, as is possible with conventional single and especially two-fluid nozzles .
  • Suitable single-substance nozzles are, for example, those in Wozniak, "atomization technique", Springer
  • Tangential hollow cone nozzles for example are suitable due to the relative For smaller flow rates and even smaller drop diameters, ultrasonic atomizing nozzles are also suitable, also because of their variable operating range.
  • the invention therefore relates to a method in which the injection of the stream 1 (11, 12) into the carrier gas stream 2 (21, 22) in step (I) takes place by means of at least one two-substance nozzle (7000), in addition to which (11 , 12) a stream of atomizing gas 9 is passed, which is compared to the prevailing in the environment on the nozzle outlet side absolute pressure below a 1.0 bar to 20 bar, preferably 3.0 bar to 9.0 bar, higher pressure and preferably the has the same temperature as stream 2.
  • Suitable two-component nozzles are described, for example, in Wozniak, "Zerstäubungstechnik", Springer 2003 (especially Chapter 5.2) and Richter “Zerstäuben von diessig", expert Verlag, Renningen, 2004 (especially Chapter 6.5).
  • the mixing of 1 (11, 12) and the Zerstäubungsgasstrom (9) takes place depending on the construction of the Zweitstoffdüse 7000 either in the nozzle ("internal mixing nozzle") or at the exit of the individual streams from the nozzle ("external mixing nozzle”).
  • a two-phase mixture of 1 (11, 12) and the atomizing gas flow (9) is generated in the nozzle 7000, which is sprayed into the carrier gas stream 2 (21, 22).
  • the streams containing DNT 1 (11, 12) and atomizing gas (9) are separately sprayed through channels in the nozzle into the carrier gas atmosphere 2 (21, 22).
  • internally mixing two-substance nozzles are used, in which the streams 1 (11, 12) and 9 meet within the nozzle and exit from the nozzle as a two-phase mixture.
  • the invention relates to a method in which the sputtering 9 water vapor, nitrogen, hydrogen, a portion of the hydrogen-comprising gas phase 7, a portion of the hydrogen-containing carrier gas stream (2, 21, 22) or a mixture of two or more of the aforementioned gases is used.
  • hydrogen ie, fresh hydrogen 200, to be distinguished from the hydrogen-containing stream 2 (21, 22) is used as atomizing gas 9.
  • stream 200 is split up between the various reactors (210, 220, ...
  • the hydrogen consumed in the hydrogenation can be replaced in a simple and expedient manner in continuous operation with as complete a recycling as possible of the process gas 7.
  • the mass ratio of stream 9 to stream 1 is preferably from 0.01 to 1, particularly preferably from 0 , 05 to 0.2
  • the pressure losses through the nozzle are preferably 1.0 bar to 20 bar, more preferably 3.0 bar to 9.0 bar, for stream 9 and preferably 0.1 bar to 20 bar, particularly preferably 3 , 0 bar to 9.0 bar, for electricity 1.
  • step (II) inter alia because of the higher thermal sensitivity in the liquid phase, the already substantially gaseous stream 3 (31, 32) freed even further from liquid droplets.
  • a separation of the remaining drops of stream 3 (31, 32), z. B. by means of a suitable separation unit.
  • a separation unit can also be installed in the reactor itself. It is then upstream of the actual reaction space.
  • Suitable separation units are, for example, filters, knitted fabrics, deflection separators, cyclones and droplet separators known to the person skilled in the art.
  • the separation units are either dimensioned so that their function is ensured for the duration of an ordinary production cycle, after which they are then cleaned or regenerated in a manner known to those skilled in the art (eg by burning off), or several separation units are connected in parallel, of one is in operation while the others are cleaned or regenerated.
  • step (III) Since DNT and TDA can react with one another, the reaction conditions in step (III) must be selected such that a complete conversion of the DNT is ensured within a short time.
  • Suitable catalysts are in principle the catalysts known to the person skilled in the art for DNT hydrogenation, provided that they permit a rapid reaction of the DNT.
  • solid catalysts are used. In principle, all solid catalysts known to the person skilled in the art are suitable for the hydrogenation of aromatic nitro compounds.
  • Such catalysts are described in many publications and include as hydrogenation-active elements Pd, Pt, Ru, Fe, Co, Ni, Mn, Re, Cr, Mo, V, Pb, Ti, Sn, Dy, Zn, Cd, Ba, Cu, Ag, Au, and their compounds, in part as oxides, sulfides or selenides and also in the form of a Raney alloy and on inert support materials, such as Al2O3, Fe203 / AbO3, S1O2, silicates, carbon, graphite, T1O2, & 2 ⁇ 3. Mixed oxides of said elements are also conceivable.
  • a catalyst (100, 110, 120) comprising a ceramic support, preferably Al 2 O 3, more preferably (X-Al 2 O 3, very particularly preferably (X-Al 2 O 3 having a BET surface area of less than 40 m 2 / g, preferably less than 20 m 2 / g, more preferably less than 10 m 2 / g, and (a) 1.0 g to 100 g, preferably 1.0 g to 50 g, of at least one metal of groups 8 to 12 of the Periodic Table of the Elements (numbering according to IUPAC recommendation of 1986), preferably Pd, Pt,
  • (C) 1.0 g to 100 g, preferably 1.0 g to 20 g, of at least one metal of groups 14 and 15 of the Periodic Table of the Elements, preferably Pb, Bi, per liter of bulk volume of the ceramic support used.
  • Further preferred catalysts include as hydrogenation-active elements Pd and Rh or Ag and Rh each on an inert support, preferably Al2O3, more preferably 01-Al2O3.
  • the reaction on a solid catalyst may be substantially isothermal (i.e., with removal of the heat of reaction), e.g. B. in a tube bundle reactor or fluidized bed reactor. Suitable apparatus are described in Perry's Chemical Engineers' Handbook, 8th Edition, Chapter 19, 2007, and 7th Edition, Chapter 23, 1999, Mcgraw-Hill Professional. It is also possible to adiabatically the reaction, z. In a fixed bed reactor (as described in DE 10 2006 035 203 A1, in particular in sections [0006], [0020] and [0030] to [0032]). In an adiabatic reactor, an adiabatic temperature jump of 50 K to 150 K is preferably set. To comply with this temperature jump, the gas stream 4 is adjusted accordingly (for example, by a sufficiently large excess of hydrogen). The person skilled in the art knows how to calculate the required choice of gas flow 4. A combination of the different driving styles is also conceivable.
  • the removal of the heat of reaction takes place in isothermal reactors in the reactor integrated (eg., In tube-bundle reactors with a cooling circuit (eg., Oil, water or molten salt) to dissipate the heat of reaction).
  • Adiabatically operated reactors are preferably downstream of devices for heat removal (eg heat exchangers).
  • the temperature level allows the Use of dissipated heat for heating suitable heat transfer, z.
  • As for the production of water vapor of the highest possible pressure level preferably 3 to 10 bar (absolute).
  • reaction stages can be connected in series with or without intermediate feed of one or more educts. If DNT is fed into each reactor, each reactor preferably has its own DNT evaporation stage. Expediently, the gas leaving the last reaction stage is returned to the evaporation and / or reaction stages after extensive removal of the reaction products and removal of undesired components, in order to utilize excess starting materials (ie the hydrogen), facilitate the evaporation and increase the temperature in the Lower reactors.
  • the series connection of several reaction stages is particularly advantageous in the case of adiabatic reaction control, since the amount of DNT which can be reacted per stage can be limited by the low vapor pressure on the one hand and the adiabatic temperature jump on the other hand.
  • the use of an upstream adiabatic reaction stage with no or less intermediate cooling may be advantageous in order to preheat the gas stream before evaporation by means of the heat of reaction, so that the DNT evaporation is facilitated.
  • a particularly efficient embodiment of the process is the alternating use of adiabatic and isothermal reaction stages, since the particularly high outlet temperature of the adiabatic reaction stages for the vaporization of large amounts of DNT can be used for the conversion in the isothermal stages. It is also conceivable to integrate steps (I) to (III) in one apparatus.
  • the hydrogenation in step (III) is advantageously carried out at an absolute pressure of 1.0 bar to 20 bar, preferably from 3.0 bar to 6.0 bar.
  • Lower pressures facilitate DNT evaporation and heat recovery in product separation, but result in larger unit dimensions and higher energy input in the compression.
  • the recycle stream is limited on an industrial scale by the maximum available apparatus sizes, so that a lower process pressure for the same system capacity and the same maximum recirculation flow rate requires more reaction stages.
  • reaction products toluenediamine (TDA) and water are removed in step (IV) by condensation selectively from the toluenediamine-containing gas stream.
  • TDA toluenediamine
  • step (IV) condensation selectively from the toluenediamine-containing gas stream.
  • condensation can be done either after each reactor or preferably only after the last reactor. Suitable apparatuses for this purpose are known in the art and z. B. air cooler or tube bundle heat exchanger.
  • the condensation is preferably carried out fractionally in a plurality of cascaded capacitors (4010, 4020, 4030) with successive decreasing condensation temperature, wherein the gas phase of a capacitor is passed into the following capacitor.
  • the condensation takes place in such a way that two to five, particularly preferably four, condensate fractions are obtained.
  • the condensation temperature may be successively lowered as follows:
  • 6c Condensation at 129 ° C to 149 ° C
  • 6d Condensation at 85 ° C to 105 ° C
  • the various condensate streams (6a, 6b, 6c, ...) obtained in this way are preferably conducted separately from one another into different sites of a subsequent distillation sequence.
  • This distillation sequence may consist of ordinary distillation columns (or a single distillation column) as is known to those skilled in the art.
  • the distillation sequence comprises
  • thermally coupled columns such as. Columns with Thisstromstripp- or rectification columns, side stream evaporator or Vortrennkolonnen or
  • Pre-evaporators such as so-called. Petlyuk or Kaibel configurations, or dividing wall columns.
  • the distillation columns may have a number of liquid pumping circuits. If a plurality of condensate fractions 6a, 6b, etc. are fed to the same distillation column, it is preferred to feed the fractions obtained at a higher temperature above the fractions obtained at a lower temperature to the distillation column.
  • a partial stream is preferably discharged, in order to avoid the accumulation of volatile undesirable components in the process. Subsequently, the pressure is preferably increased and the compressed stream is returned to the process (hydrogen-containing gas stream 7).
  • the gas phase 7 comprising hydrogen obtained in step (IV) is returned to the first evaporation apparatus (1000, 1010) in step (V).
  • the gas phase 7 comprising hydrogen is used to provide the hydrogen-containing carrier gas stream 2. This can be done so that fresh hydrogen 200 is mixed with the DNT-containing stream 1 (preferably in a two-substance nozzle) before the mixed stream thus obtained is sprayed into the carrier gas stream 2 (in this embodiment identical to the recycled gas stream 7) (in FIG. 1 shown with dashed lines).
  • the stream 7 is used directly only for the provision of the carrier gas stream 2 for the first reactor.
  • the carrier gas stream for the following reactors is the toluene diamine-containing gas stream (51), or, if preferred, enriched with fresh hydrogen (200), as shown in FIG. 3, the stream 22, which of course contains the constituents of the stream 7.
  • the liquid phase 6 (or the liquid phases 6a, 6b, 6c, etc.) obtained in step (IV) contains, in addition to the target product toluenediamine, mainly water and, in minor proportions, secondary components.
  • Stream 6 (or the liquid phases 6a, 6b, 6c, etc.) is preferably worked up in a further step (VI) by processes known per se, including the distillation of the crude TDA, in order to recover pure toluenediamine. Suitable methods are, for example, in US 6,359,177 and US 7,307,190 described. By a suitable prefractionation in step (IV), this workup can be significantly simplified.
  • FIG. 1 shows, in a greatly simplified form, a basic embodiment of the method according to the invention with only one reactor 3100.
  • DNT of technical grade (1) is converted into the vapor phase in an evaporation apparatus 1000 by spraying it into the hydrogen-containing carrier gas stream 2 (step (I), solid lines). It is also conceivable to use the process gas stream 7 as the hydrogen-containing carrier gas stream 2 and to mix fresh hydrogen 200 before entering the evaporation apparatus with the DNT stream 1 (dashed lines). Before entering the reactor, stream 3 is freed of last liquid droplets in a device 2000 (step (II)).
  • the resulting liquid stream 8 is either rapidly further cooled or controlled decomposed to avoid undesirable reactions (eg, by microwave or otherwise controlled controlled thermal decomposition, not shown in the figure).
  • the gas stream 4 is passed into the reactor 3100. In the reaction space 3000, the hydrogenation takes place in the presence of the catalyst 100 (step (III)).
  • the gaseous product stream 5 leaving the reactor is cooled in the heat exchanger 5000 by heat exchange with stream 7 and condensed in the condensation apparatus 4000 to obtain a liquid phase 6 comprising toluenediamine and a gas phase 7 comprising hydrogen.
  • Stream 7 is mixed with the fresh hydrogen 200, if necessary after discharge of a small portion (not shown in the figure) to prevent the accumulation of undesirable gases, to obtain the hydrogen-containing carrier gas stream 2.
  • FIG. 1a shows in a section of the overall method of FIG. 1 embodiment shown in dashed lines a preferred embodiment of this embodiment, in which a two-fluid nozzle 7000 is used. Fresh hydrogen 200 also serves as Atomizing gas 9. The two-fluid nozzle opens directly into the evaporation apparatus 1000. A possible embodiment of a two-fluid nozzle 7000 as internally mixing nozzle is shown in FIG. Ib.
  • the condensation in apparatus 4000 in such a way that a preliminary separation of the crude TDA takes place already at this stage, which facilitates the subsequent work-up (FIG. 2).
  • the gaseous product 5 is separated by a fractional condensation in successive capacitors (4010, 4020, 4030) with successively decreasing temperature in a plurality of condensate fractions 6a, 6b, 6c, etc.
  • the embodiment shown in the drawing with three condensate streams is to be understood as an example.
  • Each of the condensate fractions thus obtained is fed to the subsequent distillation sequence (step (VI)) at another point of the distillation column 6000, which is exactly matched to this fraction.
  • steps (VI) the subsequent distillation sequence
  • various toluene diamine fractions 8a, 8b, 8c and 8d are obtained, which differ in their isomer composition and in the minor component content.
  • FIG. 3 shows an arrangement in which, instead of a reactor 3100, two adiabatically operated reactors 3110 and 3120 are connected in series with two evaporation apparatuses 1010 and 1020.
  • the representation of two reactors is purely exemplary; the actual number of reactors to be selected depends on many factors such as the desired production capacity, the cycle gas volume and the like. a. from. Preferably, 8 to 12 reactors are connected in series.
  • the in FIG. 1 reaction guide shown with dashed lines is of course also applicable here and was not shown only for reasons of clarity.
  • DNT technical grade (1) is in an evaporation apparatus 1010 or 1020 by spraying into the hydrogen-containing carrier gas stream 21 or 22 in the gas phase transferred (step (I)).
  • the stream 31 or 32 is further freed from liquid droplets in a device 2010 or 2020 (step (II)) and thus a gas stream 41 or 42 is obtained.
  • hydrogenation takes place under adiabatic conditions (step (III)).
  • the heat of reaction is reflected quantitatively in a temperature increase of the gas flow (adiabatic temperature jump), apart from unavoidable minor heat losses.
  • the gaseous product stream 51 exiting the first reactor is cooled to the inlet temperature of the next stage, with vapor recovery in a downstream heat exchanger 5010.
  • step IV After passing through the last heat exchanger 5020, the product undergoes multi-stage condensation and phase separation in 4000 (step IV).
  • the streams 6a, 6b and 6c obtained in this process are purified in step (VI) (not shown in the figure).
  • TDA worked up.
  • the gas phase obtained is, after heat exchange with stream 52 and possibly after discharge of a small portion as purge stream (not shown in the figure), recycled as stream 7 into the process (step (V)).
  • the method according to the invention can be carried out in various embodiments.
  • the reaction in the reaction space 3000 can, as already mentioned, be carried out adiabatically or isothermally.
  • the catalyst 100 (110, 120) may be in the form of a fixed bed or fluidized.
  • the process may also be carried out in multiple stages (i.e., in multiple reaction spaces 3010, 3020, ...) with multiple addition of fresh DNT, with from two to ten stages being preferred.
  • the type of reaction space 3000 may vary from stage to stage. For example, an embodiment is conceivable in which adiabatically and isothermally operated reaction spaces alternate (3010: adiabatic, 3020: isothermal, 3030: adiabatic, etc.). It is also possible to combine fixed bed reactors and fluidized bed reactors in a production plant, for example alternately. In addition, devices for heat dissipation between the individual stages
  • Heat exchanger may be provided.
  • such devices for heat removal are connected downstream of the adiabatically operated reaction spaces.
  • the heat removal takes place in the reaction chamber itself. It is also possible to use the heat of reaction of the previous stage partially to completely for the (naturally endothermic) evaporation of fresh DNT in each stage and thus to make directly usable.
  • Example 1 (Process Simulation with Aspen Plus® for a Process with Eight Reactors in Series; FIG. 4):
  • Fresh hydrogen (200) was fed at the same absolute pressure and also split into eight streams (210, 220, 280).
  • DNT (11, 12, 18) and fresh hydrogen streams (210, 220, 280) were mixed together in two-fluid nozzles (not shown).
  • the resulting mixed streams were fed to spray evaporators (1010, 1020, 1080).
  • spray evaporators (1010, 1020, 1080).
  • circulating gas (7, about 100,000 m 3 / h) under an absolute pressure of 4.2 bar was used as the carrier gas stream (21) into which the DNT / fresh hydrogen mixture (11 + 210) was sprayed.
  • the resulting predominantly gaseous mixed stream (31) was passed through a mist eliminator (2010).
  • the residence time of the DNT from the inlet into the spray evaporator until it entered the droplet separator was 0.25-0.35 sec.
  • the device for droplet deposition is integrated into the evaporation apparatus.
  • Non-volatiles were withdrawn as a liquid stream (81) at the bottom of the spray evaporator (1010). All of the liquid streams of non-evaporable fractions (81, 82, 88) thus obtained were rapidly cooled to a temperature below 40 ° C. and disposed of safely (not shown in the figure).
  • the gas stream (41) from the spray evaporator was fed to reactor 3110. In reaction room 3010, DNT was converted to TDA under adiabatic conditions. The from the
  • Reactor-escaping TDA-containing recycle gas stream (51) was cooled in a heat exchanger (5010) to a temperature of 180 ° C. to give 6 bar steam and to the next spray evaporator (1020) as carrier gas stream (22) for the DNT / fresh hydrogen mixture ( 12 + 220).
  • the resulting mixed stream (32) is freed from drops as described above and reacted in the reactor 3120 to TDA.
  • the further reaction in the reactors 3130 to 3180 was carried out analogously with slightly different temperatures.
  • the product gas stream (58) obtained after passing through the last reactor (3180) was passed through a plurality of heat exchangers (simplified as 5080) in which a fractional partial condensation to liquid TDA-containing streams (6a, 6b, 6c) already took place.
  • the remaining gas stream was liquefied in a scrubber (4000) partially to the TDA-containing liquid phase 6d.
  • the head product of the scrubber (4000) was passed through a condenser (4010), the liquid phase obtained there, which consisted predominantly of water and minor proportions of low-boiling by-products and traces of TDA, partially recycled to the scrubber and partially discharged.
  • Gaseous overhead predominantly comprising water and low boilers; liquid top product predominantly comprising o-TDA; a side stream withdrawn product comprising predominantly m-TDA (25 tons per hour);
  • the energy requirement of the circulation evaporator was 5.5 MW at 202 ° C.
  • EP1935871A2 describes that by means of a suitable energy-saving connection with the reaction section, 10.9 MW of extraneous steam for the removal of water for obtaining 25 t / h m-TDA Product flow needed. According to US7307190B2, the subsequent isomer separation can be achieved energy-saving in a dividing wall column, for which an evaporator capacity of 5.6 MW converted is required for the recovery of 25 t / h m-TDA product stream.
  • a total of at least 15.5 MW evaporator power in at least two columns is required for the entire reaction mixture separation, compared to 5.5 MW according to the inventive method.
  • the inventive distillation in a column is less expensive to produce and easier to operate than the two-column distillation sequence according to the prior art, consisting of a column with heat integration of the reaction section and a dividing wall column.

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Abstract

Die Erfindung betrifft ein großtechnischumsetzbares Verfahren zur Gasphasenhydrierung von Dinitrotoluol (DNT), bei dem ein DNT-haltiger Strom, ggf. in Gegenwart eines Zerstäubungsgases, in einen Wasserstoff-haltigen Trägergasstrom gesprüht wird, der erhaltene, im Wesentlichen gasförmige, Strom von unverdampften Flüssigkeitstropfen befreit und der resultierende Gasstrom katalytisch zu Toluylendiamin hydriert wird.

Description

VERFAHREN ZUR HERSTELLUNG VON TOLUYLENDIAMIN
Die Erfindung betrifft ein großtechnisch umsetzbares Verfahren zur Gasphasenhydrierung von Dinitrotoluol (DNT), bei dem ein DNT -haltiger Strom, ggf. in Gegenwart eines Zerstäubungsgases, in einen Wasserstoff-haltigen Trägergasstrom verdüst wird, der erhaltene, im Wesentlichen gasförmige, Strom von unverdampften Flüssigkeitstropfen befreit und der resultierende Gasstrom katalytisch zu Toluylendiamin hydriert wird.
Aromatische Amine sind wichtige Zwischenprodukte, welche preiswert und in großen Mengen zur Verfügung stehen müssen. Daher müssen z. B. für die Hydrierung von Dinitrotoluol (nachfolgend auch DNT) Anlagen mit sehr großen Kapazitäten gebaut werden. Das Hydrierprodukt Toluylendiamin (nachfolgend auch TDA) ist ein wichtiges Intermediat in der Herstellung von Toluylendiisocyanat, welches in der Polyurethanchemie große Bedeutung hat. Es gibt zahlreiche Veröffentlichungen zur Herstellung von Toluylendiamin. Der weitaus größte Teil des Standes der Technik befasst sich mit der Hydrierung von Dinitrotoluol in der Flüssigphase. Bekannt sind zum einen„einphasige" Verfahren, entweder ohne weiteres Lösungsmittel (siehe bspw. US 3,093,685) oder unter Verwendung von Lösungsmitteln, die sowohl DNT als auch das gebildete TDA- Wasser- Gemisch lösen, wie bspw. einfachen aliphatischen Alkoholen (z. B. Methanol). Daneben gibt es zum anderen „zweiphasige" Verfahren, bei denen Lösungsmittel (z. B. Kohlenwasserstoffe) eingesetzt werden, die DNT, nicht jedoch das gebildete TDA- Wasser-Gemisch lösen, sodass es zu einer Phasenseparation kommt; siehe z. B. GB 1 490 313. Der Katalysator (bspw. Pd/C, Raney Ni, Ni/SiC u. a.) wird für gewöhnlich in der flüssigen Phase aufgeschlämmt (daher auch„Slurry- Phasenverfahren" genannt). Als Reaktoren kommen bspw. Schlaufenreaktoren oder gerührte Kessel in Frage (siehe z. B. US 2011/295039 AI). Alle derzeit großtechnisch relevanten Verfahren arbeiten in der Flüssigphase. Flüssigphasenhydrierverfahren bei höheren Temperaturen und die Gasphasenhydrierung von Dinitrotoluol spielen aufgrund der potenziellen Gefahren infolge der thermischen Instabilität insbesondere des technischen Dinitrotoluols großtechnisch keine Rolle. Die Gasphasen-Hydrierung von wenig flüchtigen und/oder temperaturempfindlichen Nitroaromaten wird in der Literatur kritisch gesehen (siehe z. B. Cartolano, A. R. and Vedage, G. A., 2004, Amines by Reduction, Kirk-Othmer, Encyclopedia of Chemical Technology, John Wiley & Sons Inc; 5. Auflage (31. Januar 2004), Vol. 2, Seite 478 und Seite 484, Online-ISBN: 9780471238966).
GB 599,252 und US 3,13,6818 beschreiben Verfahren zur Herstellung von aromatischen Monoaminen, insbesondere Anilin, in der Gasphase durch Hydrierung in einem Wirbelschichtreaktor. Da Mononitro-Aromaten wesentlich stabiler als Dinitro-Aromaten sind, stellt die unkontrollierte thermische Zersetzung kein wesentliches Problem dar. Vor der Gasphasen- hydrierung von Ausgangsstoffen mit höheren Anteilen von Dinitro- Verbindungen wird in GB 599,252 ausdrücklich gewarnt.
DE-AS 1 809 711 befasst sich mit einem Verfahren zur Gasphasenhydrierung von Nitroverbindungen und widmet sich insbesondere dem Problem des gleichmäßigen Einbringens von flüssigen Nitroverbindungen in einen heißen Gasstrom durch Verdüsen, bevorzugt an verengten
Stellen unmittelbar vor dem Reaktor. Die Gefahr einer möglicherweise unvollständigen Verdampfung der Nitroverbindung wird nicht erwähnt. Die Schrift spricht zwar in allgemeiner Weise von Nitroverbindungen, gibt aber nur für Nitrobenzol ein konkretes Beispiel. Die in der Schrift genannten Verfahrensparameter sind für Nitrobenzol optimiert. In DE-OS 3 636 984 wird ein Verfahren zur gekoppelten Produktion von Nitro- und Dinitroaro- maten aus den entsprechenden Kohlenwasserstoffen durch Nitrierung und deren nachfolgende Hydrierung beschrieben. Die Hydrierung erfolgt in der Gasphase bei Temperaturen von 176 bis 343,5 °C. Es wird eine Apparatur zur Gasphasenhydrierung beschrieben, die im Wesentlichen aus zwei hintereinander geschalteten Reaktoren mit Zwischenkühlung und Eduktzwischeneinspeisung besteht, auf deren Größe und Aufbau nicht eingegangen wird. Die Problematik der Zersetzung von Dinitrotoluol wird in der Schrift nicht behandelt.
Die Schriften EP 0 696 573 AI, EP 0 696 574 AI, EP 0 748 789 AI, EP 0 748 790 AI sowie DE 10 2006 035 203 AI befassen sich mit einem unter rein adiabaten Bedingungen durchgeführten Gasphasen- Verfahren zur Hydrierung aromatischer Nitroverbindungen. EP 0696574 AI beschreibt den Prozess zur Herstellung von aromatischen Aminen, in welchem der Katalysator unter adiabaten
Bedingungen mit einem Gasgemisch bestehend aus Nitroaromaten und Wasserstoff angeströmt wird, in ganz allgemeiner Weise. In den Verfahren gemäß der übrigen genannten Schriften werden durch Änderung verschiedener Parameter jeweils bestimmte Vorteile erzielt. Die Verfahren sind anwendbar für Nitroaromaten der allgemeinen Formel
wobei R2 und R3 unter anderem auch für eine Methylgruppe stehen können. Der Schwerpunkt besagter Schriften liegt jedoch auf Anilin (die Beispiele befassen sich mit der Hydrierung von Nitrobenzol). Auf Besonderheiten der Dinitrotoluolhydrierung gehen die genannten Schriften nicht ein. Speziell mit der Hydrierung von Dinitroverbindungen in der Gasphase befasst sich GB 832,939. Diese Schrift offenbart die Verwendung von Nickelsulfid-Katalysatoren auf einem Aluminiumoxid-Trägermaterial. Deren Einsatz ermöglicht gemäß den Angaben der Schrift eine unerwartet schnelle Reaktion in hervorragenden Ausbeuten. Auf verfahrenstechnische Details zur Verdampfung geht die Schrift nicht ein. Die Hydrierung wird bei Umgebungsdruck und
Temperaturen um 220 °C (vgl. Beispiele), d. h. unterhalb der Zersetzungstemperatur von flüssigem reinem Dinitrotoluol, betrieben.
DE 3734344 AI beschreibt die Umsetzung von Dinitrotoluol (DNT) in der Gasphase zu Toluylendiamin (TDA). DNT wird in einem inerten, heißen Trägergas innerhalb von 2 bis 120 Sekunden zu einem 150 bis 250 °C heißen Gemisch aus verdampftem DNT und Trägergas verdampft. Als geeignete Verdampfertypen werden Dünnschichtverdampfer mit glatt konstruierten Rohren, Kurzwegverdampfer, Fallfilmverdampfer ohne Flüssigkeitskreislauf und einsträngige Wendelrohrverdampfer genannt. Die geringe Flüchtigkeit und hohe Zersetzlichkeit von DNT sowie das damit verbundene Explosionsrisiko werden erwähnt. Maßnahmen zur Zersetzungsvermeidung oder zur Vermeidung der Akkumulation von schwerersiedenden, thermisch empfindlichen
Verunreinigungen werden nicht beschrieben, da sie vermutlich aufgrund der kurzen Versuchsdauer von einigen Stunden und möglicherweise aufgrund der Reinheit der eingesetzten Ausgangsstoffe bei den durchgeführten Experimenten nicht problematisch waren. Das mögliche Vorhandensein nicht verdampfbarer Anteile im DNT wird nur insofern erwähnt, als das Verdampfungs verfahren theoretisch zur Trennung in DNT und nicht verdampfbarer Anteile nutzbar sein kann. Die Hydrierung wird gemäß dieser Schrift im Temperaturbereich von 200 bis 450 °C und bevorzugt bei Normaldruck durchgeführt.
Aus den literaturbekannten Quellen, die ausdrücklich auf die Möglichkeit der Gasphasenhydrierung von DNT hinweisen, lässt sich kein technisches Konzept für eine wirtschaftliche Umsetzung in großem Maßstab ableiten. Die Literatur (insbesondere GB 832939 und DE 3734344 AI) geht weder auf die bei der Realisierung eines großtechnischen DNT- Hydrierverfahrens zu überwindenden Hürden noch auf die Nutzbarmachung der mit einem solchen Verfahren potenziell verbundenen Vorteile ein.
Für die großtechnische Produktion von TDA nach einem Gasphasenverfahren ist zu beachten, dass DNT technischer Reinheit einen höheren Anteil an schwer flüchtigen Begleitkomponenten aufweisen kann als DNT, das in kleinen Chargen für Laborversuche eingesetzt wird. Aus wirtschaftlichen Gründen ist es anzustreben, technisch reines DNT ohne aufwändige und teure Vorreinigung einsetzen zu können. Dies erfordert besondere Maßnahmen bei der Verdampfung von DNT in technischen Produktionsanlagen. Keine der oben genannten Druckschriften gibt einen Hinweis darauf, dass systematische Schritte unternommen wurden, um eine sichere Verdampfung und Gasphasenhydrierung von Dinitrotoluol technischer Reinheit für lange Betriebslaufzeiten und im technischen Maßstab zu ermöglichen, ohne dass DNT oder seine Begleitkomponenten sich unkontrolliert zersetzen. Ebenso wenig werden Angaben zu a) kritischen Temperaturgrenzen zur Vermeidung der thermischen Zersetzung des DNT, b) dem Umgang mit schwer oder nicht verdampfbaren Begleitstoffen mit Gefahrenpotenzial (z. B. Pikrinsäure, Kresole, Trinitrotoluol (TNT)), c) der Vermeidung der Akkumulation von unverdampften Stoffen, die im unverdampften Zustand ein Gefahrenpotenzial haben (DNT, TNT, etc.) und d) der Sicherstellung des vollständigen Umsatzes von DNT, bevor der Produkt-Gasstrom abgekühlt wird. gemacht.
Bei der Hydrierung von DNT werden große Mengen Energie frei. Im herkömmlichen Flüssigphasenverfahren wird bei einem absoluten Druck von ca. 20 bis 100 bar Wasserstoff zudosiert, und die Reaktoren werden bei diesem Druck betrieben; siehe z. B. US 2008/0146847 AI (100 bar Druck und eine Temperatur von 150 °C). Aufgrund des niedrigen Temperaturniveaus ist die Nutzung der abzuführenden Energie nur sehr eingeschränkt möglich bzw. wirtschaftlich. Könnte die Hydrierreaktion bei höherer Temperatur durchgeführt werden, so dass höhergespannter Dampf erzeugbar wäre, hätte das großen ökonomischen Nutzen. Dies gilt insbesondere für Verbundsysteme aus mehreren Produktionsanlagen, in denen Dampf, der in einem Prozess anfällt, in anderen Prozessen (bspw. zur Aufheizung der Edukte auf die Reaktionstemperatur) genutzt werden kann. Kürzlich wurde darüber berichtet, die Flüssigphasenhydrierung ohne Lösungsmittel bei einer Temperatur durchzuführen, die die Produktion von Dampf auf einem Druckniveau von 4 bar ermöglicht (US 2011/0275858 AI). Hierzu wurde die Hydrierung bei einer Temperatur von 185 °C durchgeführt, was unter folgenden Bedingungen auf sichere Art und Weise möglich war:
1. Es wurde ein Reaktor mit einer internen Wärmeübertragungsoberfläche und einem externen Kreislaufsystem mit Wärmeabfuhr eingesetzt.
2. DNT wurde mit einer Treibdüse unterhalb der Flüssigkeitsoberfläche in die Katalysatorsuspension eingeführt. 3. Die durchschnittliche DNT-Konzentration im Reaktor wurde auf einen Wert von kleiner 1000 ppm begrenzt.
4. Die Wasserstoffkonzentration inkl. des Wasserstoffs im externen Kreislauf wurde auf einen Wert von größer 1 Vol.- %, bevorzugt größer 3 Vol.- %, eingestellt. Die Einhaltung dieser Bedingungen ist für das beschriebene Verfahren essentiell, u. A. weil sich Nitro- und Nitrosoverbindungen in Gegenwart von TDA bei erhöhten Temperaturen explosionsartig zersetzen können (DE 10 2005 008 613 AI). Insbesondere die dritte und vierte Bedingung können jedoch bei einer großtechnischen Produktion bei einer Temperatur von 185 °C oder größer zu großen praktischen Problemen bei der Auslegung und dem Betrieb eines Flüssigphasenprozesses führen. Die Abstimmung der einzelnen Parameter aufeinander ist schwierig zu realisieren. Wie nachfolgend noch näher erläutert wird, ermöglicht die vorliegende Erfindung die Einhaltung einer Temperatur von 185 °C oder größer, sodass hochgespannter Dampf erhalten werden kann, in einem Gasphasenprozess ohne vergleichbare praktische Limitierungen.
Daneben haben Gasphasenverfahren noch eine Reihe von anderen Vorteilen. So ist die Abtrennung des Katalysators vom Produkt einfacher, da das Produkt den Reaktor gasformig verlässt während der Katalysator im Reaktor verbleibt. Auch ist die Hochskalierung des Prozesses im Fall von Gasphasenreaktoren einfacher als bei den im Slurry-Phasenverfahren üblichen Reaktoren. Da im Gasphasenprozess nicht mechanisch gerührt werden muss, ist die Gefahr von Anlagenausfällen durch Anbackungen am Rührer sowie der Energieverbrauch geringer. Auch lassen sich Gasphasenreaktoren einfacher reinigen als Rührkessel.
Ein weiterer Vorteil einer großtechnischen TDA-Synthese in der Gasphase ergibt sich aus der Möglichkeit, das gasförmig anfallende Produkt durch eine fraktionierende Kondensation bei unterschiedlichen Temperaturen auf einfache Weise einer Vortrennung (inkl. Isomerentrennung) zu unterziehen. Jede der so erhaltenen Kondensatfraktionen kann der nachfolgenden Destillationssequenz an einer anderen, genau auf diese Fraktion abgestimmten Stelle zugeführt werden. Hierdurch ergibt sich die Möglichkeit, die Destillation im Vergleich mit der üblichen Destillation des Produkts eines Flüssigphasenverfahrens (bis zu sechs Kolonnen, siehe bspw. US 6,359,177 Bl) erheblich zu vereinfachen.
Es bestand daher ein Bedarf an der Bereitstellung eines Verfahrens für die Durchführung der Hydrierung von DNT technischer Reinheit in der Gasphase, welches sich in großtechnischem Maßstab umsetzen lässt und es so ermöglicht, die vielfältigen Vorteile einer Gasphasenhydrierung, insbesondere die Möglichkeit der Gewinnung hochgespanntens Dampfes und die vereinfachte Aufarbeitung durch fraktionierende Kondensation, tatsächlich nutzbar zu machen und dadurch die Energieeffizienz des Verfahrens deutlich zu steigern. Die besondere Herausforderung dabei war es, die Gefahr der unkontrollierten Zersetzung von DNT und seiner Begleitkomponenten zu vermeiden.
Dem vorstehend Gesagten Rechnung tragend ist ein Gegenstand der vorliegenden Erfindung ein kontinuierliches Verfahren zur Herstellung von Toluylendiamin durch Hydrierung von Dinitrotoluol in der Gasphase umfassend die Schritte
(I) Einsprühen eines Dinitrotoluol umfassenden Stromes (1, 11, 12) in einen wasserstoffhaltigen Trägergasstrom (2, 21, 22) in einer Verdampfungsapparatur (1000, 1010, 1020) wobei a) die Temperatur des Dinitrotoluol umfassenden Stromes (1, 11, 12) 70 °C bis 150 °C, bevorzugt 80 °C bis 100 °C, und die Temperatur des wasserstoffhaltigen Trägergasstroms (2, 21, 22) 140 °C bis 300 °C, bevorzugt 180 °C bis 240 °C, beträgt, b) der absolute Druck des Dinitrotoluol umfassenden Stromes (1, 11, 12) 3,0 bar bis 30 bar, bevorzugt 4,0 bar bis 20 bar, und der absolute Druck des wasserstoffhaltigen Trägergasstroms (2, 21, 22) 1,0 bar bis 10 bar, bevorzugt 3,0 bar bis 6,0 bar, beträgt, wobei der Druck des Dinitrotoluol umfassenden Stromes (1, 11, 12) höher ist als der des wasserstoffhaltigen Trägergasstroms (2, 21, 22), bevorzugt um 0,01 bar bis 10 bar höher, c) das molare Verhältnis von Wasserstoff zu DNT > 6,0 : 1 bis 900 : 1, bevorzugt 60 : 1 bis 500 : 1, beträgt, sodass Dinitrotoluol innerhalb von 0,010 s bis 100 s, bevorzugt innerhalb von 0,010 s bis 3,0 s, verdampft wird, wobei mindestens 95,0 Massen-%, bevorzugt mindestens 99,5 Massen-%, jeweils bezogen auf die Gesamtmasse allen im Dinitrotoluol umfassenden Strom (1, 11, 12) enthaltenen Dinitrotoluols, in die Gasphase überführt werden, und auf diese Weise ein Dinitrotoluol und Wasserstoff umfassender, im Wesentlichen gasförmiger Strom (3, 31, 32) erhalten wird, der ggf. noch Anteile an unverdampften, schwerflüchtigen Begleitkomponenten des Dinitrotoluols enthält; (II) Abtrennung oder gezielte Zersetzung, bevorzugt Abtrennung, der in dem Dinitrotoluol und Wasserstoff umfassenden, im Wesentlichen gasförmigen Strom aus Schritt (I) (3, 31, 32) enthaltenen Flüssigkeitsstropfen in einer Vorrichtung (2000, 2010, 2020) so, dass der resultierende, an Flüssigkeitstropfen abgereicherte Dinitrotoluol und Wasserstoff umfassende Gasstrom (4, 41, 42) bevorzugt maximal 1000 ppm, besonders bevorzugt maximal 500 ppm, ganz besonders bevorzugt maximal 100 ppm, außerordentlich ganz besonders bevorzugt maximal 50 ppm an unverdampften Tropfen enthält, bezogen auf die Gesamtmasse allen im Dinitrotoluol umfassenden Strom (1, 11, 12) enthaltenen Dinitrotoluols;
(III) Umsetzung des in dem an Flüssigkeitstropfen abgereicherten Dinitrotoluol und Wasserstoff umfassenden Gasstroms (4, 41, 42) enthaltenen Dinitrotoluols mit Wasserstoff in wenigstens einem Reaktionsraum (3000, 3010, 3020) in Gegenwart eines Katalysators (100, 110, 120) bei einem absoluten Druck von 1,0 bar bis 10 bar, bevorzugt von 3,0 bar bis 6,0 bar, einer Temperatur von 140 °C bis 300 °C, bevorzugt von 180 °C bis 270 °C, und einer Verweilzeit im Reaktionsraum von 0,1 s bis 10 s, bevorzugt von 1,0 s bis 5,0 s, sodass ein Toluylendiamin enthaltender Gasstrom (5, 51, 52) erhalten wird,
(IV) Trennung des in Schritt (III) nach Durchlaufen des letzten Reaktionsraums (3000, 3020) erhaltenen Toluylendiamin enthaltenden Gasstroms (5, 52) in eine Toluylendiamin umfassende Flüssigphase (6, 6a, 6b, 6c) und eine Wasserstoff umfassende Gasphase (7) durch Kondensation, bevorzugt in einer Kondensationsapparatur (4000), besonders bevorzugt durch mehrstufige Kondensation (4010, 4020, 4030) mit von Stufe zu Stufe sinkender Temperatur;
(V) Rückführung wenigstens eines Teils der in Schritt (IV) erhaltenen Wasserstoff umfassenden Gasphase (7) in die erste Verdampfungsapparatur (1000, 1010) von Schritt (I).
Unter einer Verdampfungsapparatur wird in diesem Zusammenhang jede Vorrichtung verstanden, die sich zum Einsprühen des DNT-Stroms 1 (11, 12) in den Trägergasstrom (den „Einsatzwasserstoff '-Strom) 2 (21, 22) und zum möglichst vollständigen Verdampfen des DNTs eignet. In der Ausführungsform gemäß FIG. 1 - durchgezogene Linien - ist der „Einsatzwasserstoff'-Strom 2 beispielsweise eine Mischung aus „Kreisgaswasserstoff' 7 und Frischwasserstoff 200; in der Ausführungsform gemäß FIG. 1 mit gestrichelten Linien ist er identisch mit dem Kreisgaswasserstoff (7). Die Verdampfungsapparatur umfasst mindestens eine Vorrichtung zum Versprühen des Stroms 1 (11, 12) in den Strom 2 (21, 22). Im einfachsten Fall umfasst die Verdampfungsapparatur lediglich eine Rohrleitung, durch die Strom 2 (21, 22) fließt, und in welche eine Vorrichtung, durch die Strom 1 (11, 12) eingesprüht wird, mündet. Eine „Vorrichtung zum Versprühen" ist bevorzugt eine Düse (siehe weiter unten für Details).
Die erste Verdamfpungsapparatur (1000, 1010) bezeichnet bei Einsatz von mehreren in Serie geschalteten Reaktionsräumen und damit auch bei Einsatz von mehreren in Strömungsrichtung des Reaktionsgemisches hintereinander angeordneten Verdampfungsapparaturen (vgl. z. B. FIG. 3) die in Strömungsrichtung des Reaktionsgemisches erste Verdampfungsapparatur, also in der Ausführungsform nach FIG. 3 die Verdampfungsapparatur 1010. Bei mehreren parallel geschalteten Reaktionsräumen und somit auch mehreren parallel geschalteten Verdampfungsapparaturen sind alle in Strömungsrichtung des Reaktionsgemisches angeordneten ersten Verdampfungsapparaturen„erste Verdampfungsapparaturen" im Sinne von Schritt (V). Ist nur ein Reaktionsraum und somit auch nur eine Verdampfungsapparatur vorhanden (vgl. z. B. FIG. 1), so ist diese Verdampfungsapparatur natürlich auch„die erste" Verdampfungsapparatur im Sinne von Schritt (V).
Dabei beziehen sich die Angaben, dass mindestens 95,0 Mass en-%, bezogen auf die Gesamtmasse allen im Dinitrotoluol umfassenden Strom (1, 11, 12) enthaltenen Dinitrotoluols, in die Gasphase überführt werden [Schritt (I)] und der Gasstrom 4 (41, 42) bevorzugt maximal 1000 ppm an unverdampften Tropfen, bezogen auf die Gesamtmasse allen im Dinitrotoluol umfassenden Strom (1, 11, 12) enthaltenen Dinitrotoluols, enthält [Schritt (II)] jeweils auf DNT als solches, d. h. ohne Berücksichtigung der in DNT technischer Reinheit immer enthaltenen Verunreinigungen. Wenn Strom 1 (11, 12) beispielsweise ein Dinitrotoluol 98%iger Reinheit ist, welches mit a kg/h der Verdampfung in Schritt (I) zugeführt wird, so werden mit Strom 3 (31, 32) mindestens 0,95 · 0,98 · a kg/h gasförmigen Dinitrotoluols der Tropfenentfernung in Schritt (II) zugeführt. Der Resttropfengehalt im an Flüssigkeitstropfen abgereicherten Dinitrotoluol und Wasserstoff umfassenden Gasstrom (4, 41, 42) wird bevorzugt durch laseroptische Messung, mittels kapazitiver Messtechnik oder durch Entnahme eines repräsentativen Teilstroms und Bestimmung seines Tropfengehalts mittels vorgenannter Techniken oder mittels Auffangen und Wägung der Tropfen bestimmt. Die zuvor beschriebenen, dem Fachmann geläufigen Methoden liefern im Allgemeinen im Rahmen üblicher, der Zuverlässigkeit des Ergebnisses nicht abträglicher Fehlertoleranzen die gleichen Resultate. Für den Fall, dass verschiedene Messmethoden dennoch signifikant unterschiedliche Werte liefern sollten, ist erfindungsgemäß das Ergebnis der laseroptischen Messung maßgeblich.
Unter Reaktionsraum (Schritt (III)) wird im Rahmen der vorliegenden Erfindung der Raum verstanden, in welchem DNT und Wasserstoff in Gegenwart des Katalysators miteinander reagieren. Der Reaktionsraum befindet sich in einer technischen Vorrichtung zur Durchführung von chemischen Reaktionen, dem Reaktor. Im Fall eines vollständig mit Katalysator (beispielsweise in Form einer Schüttung aus Katalysatorkugeln) ausgefüllten Reaktors ist der Reaktionsraum identisch mit dem Innenvolumen des Reaktors. Wenn mehrere Reaktionsräume vorhanden sind, können diese seriell oder parallel geschaltet sein. Der letzte Reaktionsraum bezeichnet bei mehreren in Serie geschalteten Reaktionsräumen (vgl. z. B. FIG. 3) den in Strömungsrichtung des Reaktionsgemisches letzten Reaktionsraum, also in der Ausführungsform nach FIG. 3 den Reaktionsraum 3020. Bevorzugt wird nur der in diesem Reaktionsraum erhaltene Toluylendiamin enthaltende Gasstrom in Gas- (7) und Flüssigphase (6) getrennt. Bei mehreren parallel geschalteten Reaktionsräumen sind alle in Strömungsrichtung des Reaktionsgemisches angeordneten letzten Reaktionsräume „letzte Reaktionsräume" im Sinne von Schritt (IV). In diesem Fall ist es bevorzugt, die mehreren so erhaltenen Toluylendiamin enthaltenden Gasströme vor der Kondensation zu vereinigen. Ist nur ein Reaktionsraum vorhanden (vgl. z. B. FIG. 1) ist dieser natürlich auch„der letzte" Reaktionsraum im Sinne von Schritt (IV).
Verweilzeit im Reaktionsraum meint im Rahmen der vorliegenden Erfindung den Quotienten aus dem für den Gasstrom durchströmbaren Volumen des Reaktionsraums und dem pro Zeiteinheit aus dem Reaktionsraum austretenden Volumenstrom.
Nachstehend wird die Erfindung im Detail beschrieben. Verschiedene Ausführungsformen sind, sofern sich aus dem Kontext nicht eindeutig das Gegenteil ergibt, beliebig miteinander kombinier- bar.
Es wurde überraschenderweise gefunden, dass gasförmige Mischungen aus verdampftem DNT und einem wasserstoffhaltigen Trägergas bei gleicher (hoher) Temperatur thermisch stabiler sind als flüssiges DNT oder Lösungen von DNT hoher Konzentration. Dies gilt selbst in Gegenwart von TDA, mit dem DNT prinzipiell unerwünschte Reaktionen eingehen kann. Wesentlicher Bestandteil des Verfahrens ist daher die ausreichend vollständige Verdampfung von DNT. Das erfindungsgemäße Verfahren ermöglicht es, DNT zu mindestens 99,90 %, bevorzugt zu mindestens 99,95 %, besonders bevorzugt zu mindestens 99,99 %, ganz besonders bevorzugt zu mindestens 99,995 %, in die Gasphase zu überführen (Schritte (I) und (II)), ehe es im Reaktionsraum in Gegenwart des Katalysators zu TDA hydriert wird (Schritt (III)). Die maximal mögliche Menge an unverdampften Tröpfchen von 0,10 %, bezogen auf die Masse allen in 1 vorhandenen Dinitrotoluols, ist so gering, dass keine Zersetzungsreaktionen in gefährlichem Ausmaß zu befürchten sind. Überall dort, wo gasförmiges DNT vorhanden ist, d. h. in der Ver- dampfüngsapparatur sowie im Reaktionsraum, darf eine Temperatur von 300 °C nicht überschritten werden; zudem muss die Verweilzeit gering gehalten werden.
Die Ströme 1 (DNT) und 200 (Frischwasserstoff) können neben den wesentlichen Bestandteilen DNT bzw. Wasserstoff noch weitere enthalten. Insbesondere kann es vorteilhaft sein, das DNT technischer Reinheit in einem geeigneten unter den Reaktionsbedingungen inerten Lösungsmittel zu lösen, welches mit verdampft wird. Geeignete Lösungsmittel sind Alkohole (bevorzugt ausgewählt aus Methanol, Ethanol und Isopropanol). Wenn ein Lösungsmittel eingesetzt wird, so beträgt der Anteil an technischem DNT in der Lösung (1) bevorzugt > 0 Massen-% bis < 50 Massen-%, bezogen auf die Gesamtmasse von 1. Auch der Wasserstoff muss nicht in Substanz eingesetzt werden, sondern kann mit anderen Gasen, die unter den Reaktionsbedingungen der Hydrierung inert sind, verdünnt werden. Dies kann entweder so geschehen, dass der Wasserstoff vor Vermischung mit dem DNT -haltigen Strom 1 mit einem Inertgas vermischt wird, oder Wasserstoff und Inertgas werden getrennt zugegeben. Als inerte Gase eignen sich bei- spielsweise Edelgase, Wasserdampf, CO2, Stickstoff; bevorzugt sind Stickstoff oder Wasserdampf.
Wird der Wasserstoff vor Kontakt mit dem DNT -haltigen Strom 1 mit solchen Gasen verdünnt, so beträgt sein Anteil im Strom 2 bevorzugt minimal 3 Mol-%, bezogen auf die Gesamtstoffmenge aller in Strom 2 enthaltenen Verbindungen. Zum Beispiel kann auch Synthesegas direkt verwendet werden, ohne den enthaltenen Wasserstoff auf hohe Reinheiten aufzureinigen. Wird ein kondensierbares Verdünnungsgas (z. B. Wasserdampf) verwendet, hat dies den Vorteil, dass der Verdichtervolumenstrom im Vergleich zu nicht kondensierbarem Trägergas sinkt.
Das vorliegende Verfahren ermöglicht in Schritt (I) die Verdampfung von DNT technischer Reinheit im großtechnischen Maßstab. Evtl. noch im Strom 3 (31, 32) vorhandene Anteile an Flüssigkeitstropfen sind ganz überwiegend bis vollständig schwerflüchtigen Begleitkomponenten im DNT technischer Reinheit geschuldet. Der Anteil an unverdampften Tröpfchen in Strom 3 (31,
32) ist daher wesentlich von der Reinheit des eingesetzten DNT abhängig. Das im erfindunggemäßen Verfahren als DNT-Quelle des Stroms 1 (11, 12) bevorzugt eingesetzte „technische" DNT umfasst bevorzugt:
99,00 Massen-% bis 99,94 Massen-% DNT, wobei 2,4- und 2,6-DNT den Hauptanteil ausmachen (> 95 % des in 1 enthaltenen DNT);
> 5 ppm Nitrokresole;
> 20 ppm Trinitrotoluol; > 500 ppm sonstige Verunreinigungen umfassend, bevorzugt bestehend aus Wasser, Mononitrotoluol, Schwefelsäure und Salzen der Schwefelsäure, jeweils bezogen auf die Gesamtmasse des technischen DNT 1 (11, 12).
Die eingesetzte Verdampfungsapparatur (1000, 1010, 1020) muss eine möglichst vollständige Verdampfung des DNT bei gleichzeitig kurzer Verweilzeit und minimaler thermischer Belastung des flüssigen DNT gewährleisten. Hierzu eignen sich erfindungsgemäß solche Apparaturen, in denen der DNT -haltige Strom 1 in einen heißen Wasserstoff-haltigen Trägergasstrom 2 (21, 22) mittels wenigstens einer Sprüh- Vorrichtung (bevorzugt eine Düse) eingesprüht wird („Sprühverdampfer"). Dabei liegt das Verhältnis der Molenströme von 1 zu 2 (21, 22) bevorzugt so, dass der Anteil von DNT in 3 (31, 32) von 0,1 Mol-% bis 10 Mol-%, besonders bevorzugt von 0,8 Mo 1-% bis 2,0 Mol-%, jeweils bezogen auf die Gesamtstoffmenge aller in Strom 3 (31, 32) enthaltenen Verbindungen, beträgt. Die Temperatur des Trägergasstroms ist so zu wählen, dass möglichst viel DNT verdampft werden kann, d. h. der DNT-Partialdruck möglichst nah am Sättigungsdruck bei der gegebenen Austrittstemperatur aus dem Verdampfer liegt, und gleichzeitig im stromabwärts angeordneten Reaktionsraum bei vollständigem DNT -Umsatz die maximal erlaubte Temperatur von 300 °C nicht überschritten wird. Daraus ergibt sich eine geeignete Temperatur des wasserstoffhaltigen Trägergases 2 am Eintritt der Verdampfungsapparatur von 140 °C bis 300 °C, bevorzugt von 180 °C bis 240 °C. Um eine möglichst schnelle (innerhalb von 0,010 s bis 100 s, bevorzugt innerhalb von 0,010 s 3,0 Sekunden) und vollständige (mindestens 95,0 Massen-%, bevorzugt mindestens 99,5 Massen-% allen in 1 (11, 12) vorhandenenen DNT's)
Verdampfung des DNT zu erreichen, ist ein DNT-Sprühstrom 1 (11, 12) mit möglichst kleiner Tropfengröße (mittlerer Tropfendurchmesser d bevorzugt zwischen 20 μιη und 200 μιη) und gleichmäßiger Tropfengrößenverteilung zu erzeugen, wie es mit gängigen Ein- und insbesondere Zweistoffdüsen möglich ist. Geeignete Einstoffdüsen sind beispielsweise die in Wozniak, „Zerstäubungstechnik", Springer
2003 (insbesondere Kapitel 5.1, 5.3, 5.4 und 5.5) und Richter„Zerstäuben von Flüssigkeiten ", expert Verlag, Renningen, 2004 (insbesondere Kapitel 3.4, 4.3, 4.4 und 5.7), beschriebenen. Tangential-Hohlkegeldüsen beispielsweise eignen sich auf Grund der relativ kleinen erzeugten Tropfendurchmesser und ihrer Verstopfungsunempfindlichkeit. Für kleinere Mengenströme und noch kleinere Tropfendurchmesser eignen sich auch Ultraschallzerstäuberdüsen, auch wegen ihres variablen Betriebsbereichs.
Die oben genannten Anforderungen an Tropfengröße und Tropfengrößenverteilung lassen sich jedoch am Einfachsten mit Zweistoffdüsen verwirklichen. In einer ganz besonders bevorzugten Ausführungsform betrifft die Erfindung daher ein Verfahren, bei dem das Einsprühen des Stromes 1 (11, 12) in den Trägergasstrom 2 (21, 22) in Schritt (I) mittels wenigstens einer Zweistoffdüse (7000) erfolgt, durch die zusätzlich zu 1 (11, 12) ein Strom eines Zerstäubungsgases 9 geleitet wird, das gegenüber dem in der Umgebung auf der Düsenaustrittsseite herrschenden absoluten Druck unter einem 1,0 bar bis 20 bar, bevorzugt 3,0 bar bis 9,0 bar, höheren Druck steht und bevorzugt die gleiche Temperatur hat wie Strom 2. Geeignete Zweistoffdüsen sind beispielsweise beschrieben in Wozniak, „Zerstäubungstechnik", Springer 2003 (insbesondere Kapitel 5.2) und Richter „Zerstäuben von Flüssigkeiten ", expert Verlag, Renningen, 2004 (insbesondere Kapitel 6.5). Die Vermischung von aus 1 (11, 12) und dem Zerstäubungsgasstrom (9) erfolgt je nach Konstruktion der Zweitstoffdüse 7000 entweder in der Düse („innenmischende Düse") oder bei Austritt der einzelnen Ströme aus der Düse („außenmischende Düse"). Im ersteren Fall wird in der Düse 7000 ein zweiphasiges Gemisch aus 1 (11, 12) und dem Zerstäubungsgasstrom (9) erzeugt, das in den Trägergasstrom 2 (21, 22) eingesprüht wird. Im Letzteren Fall werden die Ströme enthaltend DNT 1 (11, 12) und Zerstäubungsgas (9) getrennt voneinander durch Kanäle in der Düse in die Trägergasatmosphäre 2 (21, 22) eingesprüht.
Bevorzugt werden innenmischende Zweistoffdüsen eingesetzt, bei denen die Ströme 1 (11, 12) und 9 innerhalb der Düse aufeinandertreffen und als zweiphasiges Gemisch aus der Düse austreten.
In bevorzugten Ausführungsformen betrifft die Erfindung ein Verfahren, bei dem als Zerstäubungsgas 9 Wasserdampf, Stickstoff, Wasserstoff, ein Teil der Wasserstoff umfassenden Gasphase 7, ein Teil des wasserstoffhaltigen Trägergasstromes (2, 21, 22) oder eine Mischung aus zwei oder mehr der vorgenannten Gase eingesetzt wird. Ganz besonders bevorzugt wird Wasserstoff (d. h. Frischwasserstoff 200, zu unterscheiden vom Wasserstoff-haltigen Strom 2(21, 22) als Zerstäubungsgas 9 eingesetzt. Bei mehreren in Serie geschalteten Reaktoren wird Strom 200 auf die verschiedenen Reaktoren aufgeteilt (210, 220, ...),. So kann im kontinuierlichen Betrieb bei möglichst vollständiger Rezyklierung des Prozessgases 7 auf einfache und zweckmäßige Weise der in der Hydrierung verbrauchte Wasserstoff ersetzt werden. Das Massenverhältnis von Strom 9 zu Strom 1 beträgt bevorzugt von 0,01 bis 1, besonders bevorzugt von 0,05 bis 0,2. Die Druckverluste über die Düse betragen bevorzugt 1,0 bar bis 20 bar, besonders bevorzugt 3,0 bar bis 9,0 bar, für Strom 9 und bevorzugt 0,1 bar bis 20 bar, besonders bevorzugt 3,0 bar bis 9,0 bar, für Strom 1.
In Schritt (II) wird, u. a. wegen der höheren thermischen Empfindlichkeit in der flüssigen Phase, der bereits im Wesentlichen gasförmige Strom 3 (31, 32) noch weiter von Flüssigkeitströpfchen befreit. Dies geschieht bevorzugt durch eine oder mehrere der folgenden Maßnahmen: a) Abtrennung der übrigen Tropfen aus Strom 3 (31, 32), z. B. mittels einer geeigneten Abscheideeinheit. Eine solche Abscheideeinheit kann auch im Reaktor selbst eingebaut sein. Sie ist dann dem eigentlichen Reaktionsraum vorgelagert. Geeignete Abscheideeinheiten sind beispielsweise dem Fachmann bekannte Filter, Gestricke, Umlenkabscheider, Zyklone und Tropfenabscheider. Die Abscheideeinheiten werden entweder so dimensioniert, dass ihre Funktion für die Dauer eines gewöhnlichen Produktionszyklus gewährleistet ist, wonach sie dann gereinigt bzw. in dem Fachmann bekannter Weise (z. B. durch Abbrennen) regeneriert werden, oder es werden mehrere Abscheideeinheiten parallel geschaltet, von denen eine in Betrieb ist während die anderen gereinigt bzw. regeneriert werden. b) Gezielte kontinuierliche oder diskontinuierliche Zersetzung der akkumulierten Bestandteile zu ungefährlichen Spezies, z. B. durch geeigneten Energieeintrag und kontrolliertes Hervorrufen der thermischen Zersetzung.
Dabei ist a) gegenüber b) bevorzugt.
Da DNT und TDA miteinander reagieren können, müssen die Reaktionsbedingungen in Schritt (III) so gewählt werden, dass innerhalb kurzer Zeit ein möglichst vollständiger Umsatz des DNT gewährleistet ist. Hier sind vor allem die oben genannten Bedingungen im Hinblick auf Druck, Temperatur und das molare Verhältnis von Wasserstoff zu DNT von Bedeutung. Als Katalysatoren eignen sich grundsätzlich die dem Fachmann für die DNT-Hydrierung bekannten Katalysatoren, sofern sie eine rasche Umsetzung des DNT ermöglichen. Erfindungsgemäß werden Feststoffkatalysatoren eingesetzt. Grundsätzlich sind alle dem Fachmann bekannten Feststoffkatalysatoren für die Hydrierung aromatischer Nitroverbindungen geeignet. Solche Katalysatoren sind in vielen Publikationen beschrieben und umfassen als hydrieraktive Elemente Pd, Pt, Ru, Fe, Co, Ni, Mn, Re, Cr, Mo, V, Pb, Ti, Sn, Dy, Zn, Cd, Ba, Cu, Ag, Au, und deren Verbindungen, zum Teil als Oxide, Sulfide oder Selenide und auch in Form einer Raney-Legierung sowie auf inerten Trägermaterialien, wie beispielsweise AI2O3, Fe203/Ab03, S1O2, Silikaten, Kohle, Graphit, T1O2, &2θ3. Mischoxide der genannten Elemente sind ebenfalls denkbar.
Bevorzugt wird ein Katalysator (100, 110, 120) umfassend einen keramischen Träger, bevorzugt AI2O3, besonders bevorzugt (X-AI2O3, ganz besonders bevorzugt (X-AI2O3 mit einer BET-Oberfläche von weniger als 40 m2/g, bevorzugt weniger als 20 m2/g, besonders bevorzugt weniger als 10 m2/g, und (a) 1,0 g bis 100 g, bevorzugt 1,0 g bis 50 g, wenigstens eines Metalls der Gruppen 8 bis 12 des Periodensystems der Elemente (Nummerierung gemäß IUPAC- Empfehlung von 1986), bevorzugt Pd, Pt,
(b) 1,0 g bis 100 g, bevorzugt 1,0 g bis 50 g, wenigstens eines Metalls der Gruppen 4 bis 6 und 12 des Periodensystems der Elemente, bevorzugt Ti, V, Nb, Ta, Cr, Mo, W, und
(c) 1,0 g bis 100 g, bevorzugt 1,0 g bis 20 g, wenigstens eines Metalls der Gruppen 14 und 15 des Periodensystems der Elemente, bevorzugt Pb, Bi, pro Liter Schüttvolumen des keramischen Trägers, eingesetzt.
Weitere bevorzugte Katalysatoren umfassen als hydrieraktive Elemente Pd und Rh oder Ag und Rh jeweils auf einem inerten Träger, bevorzugt AI2O3, besonders bevorzugt 01-AI2O3.
Die Reaktion an einem Feststoffkatalysator kann weitgehend isotherm (d. h. unter Abfuhr der Reaktionswärme), z. B. in einem Rohrbündelreaktor oder Wirbelschichtreaktor durchgeführt werden. Geeignete Apparate sind in Perry's Chemical Engineers' Handbook, 8. Auflage, Kapitel 19, 2007, und 7. Auflage, Kapitel 23, 1999, Mcgraw-Hill Professional, beschrieben. Es ist auch möglich, die Reaktion adiabat, z. B. in einem Festbettreaktor (wie in DE 10 2006 035 203 AI, insbesondere in den Abschnitten [0006], [0020] und [0030] bis [0032] beschrieben) durchzuführen. In einem adiabaten Reaktor wird bevorzugt ein adiabater Temperatursprung von 50 K bis 150 K eingestellt. Zur Einhaltung dieses Temperatursprungs ist der Gasstrom 4 entsprechend einzustellen (bspw. durch einen hinreichend großen Wasserstoffüberschuss). Dem Fachmann ist bekannt, wie die erforderliche Wahl des Gasstroms 4 zu berechnen ist. Eine Kombination der verschiedenen Fahrweisen ist ebenfalls denkbar.
Die Abfuhr der Reaktionswärme erfolgt bei isotherm betriebenen Reaktoren im Reaktor integriert (z. B. bei Rohrbündelreaktoren mit Kühlkreislauf (z. B. Öl, Wasser oder Salzschmelze) zur Abfuhr der Reaktionswärme). Adiabat betriebenen Reaktoren sind bevorzugt Vorrichtungen zur Wärmeabfuhr (z. B. Wärmeaustauscher) nachgeschaltet. Das Temperaturniveau erlaubt die Nutzung der abzuführenden Wärme zur Erwärmung geeigneter Wärmeträger, z. B. zur Erzeugung von Wasserdampf einer möglichst hohen Druckstufe, bevorzugt 3 bis 10 bar (absolut).
Es können mehrere Reaktionsstufen mit oder ohne Zwischeneinspeisung eines oder mehrerer Edukte in Serie geschaltet werden. Wird in jeden Reaktor DNT eingespeist, verfügt bevorzugt jeder Reaktor über eine eigene DNT -Verdampfungsstufe. Zweckmäßigerweise wird das aus der letzten Reaktionsstufe austretende Gas nach weitgehender Entfernung der Reaktionsprodukte und Ausschleusung unerwünschter Komponenten in die Verdampfungs- und/oder Reaktionsstufen zurückgeführt, um im Überschuss eingesetzte Edukte (d. h. den Wasserstoff) zu nutzen, die Verdampfung zu erleichtern und den Temperatursprung in den Reaktoren zu senken. Das Hintereinanderschalten mehrerer Reaktionsstufen ist insbesondere bei adiabater Reaktionsführung vorteilhaft, da die pro Stufe umsetzbare Menge an DNT durch den niedrigen Dampfdruck einerseits und den adiabaten Temperatursprung andererseits begrenzt sein kann. Kommt ein weitgehend isothermer Reaktor zum Einsatz, kann der Einsatz einer vorgeschalteten adiabaten Reaktionsstufe ohne oder geringerer Zwischenkühlung vorteilhaft sein, um den Gasstrom vor der Verdampfung mittels der Reaktionswärme vorzuwärmen, sodass die DNT-Verdampfung erleichtert wird. Eine besonders effiziente Ausführung des Verfahrens stellt der abwechselnde Einsatz adiabater und isothermer Reaktionsstufen dar, da die besonders hohe Austrittstemperatur der adiabaten Reaktionsstufen zur Verdampfung großer Mengen DNT für den Umsatz in den isothermen Stufen genutzt werden kann. Es ist auch denkbar, die Schritte (I) bis (III) in einem Apparat zu integrieren.
Die Hydrierung in Schritt (III) wird vorteilhafterweise bei einem absoluten Druck von 1,0 bar bis 20 bar, bevorzugt von 3,0 bar bis 6,0 bar durchgeführt. Niedrigere Drücke erleichtern die DNT- Verdampfung und Wärmerückgewinnung in der Produktabtrennung, führen aber zu größeren Apparatedimensionen und höherem Energieeinsatz in der Verdichtung. Insbesondere ist der Rückführstrom im industriellen Maßstab durch maximal verfügbare Apparategrößen begrenzt, so dass ein niedrigerer Prozessdruck bei gleicher Anlagenkapazität und gleichem maximalen Rückführ- Volumenstrom mehr Reaktionsstufen bedingt.
Wasserdampf oder Stickstoff können zwecks Erhöhung der mittleren Molmasse des zu verdichtenden Kreisgases (gemittelt über alle vorhandenen Komponenten) zur günstigeren Verdichtung in Verdampfung und Reaktion gezielt zugeführt oder durch gezielte Ausschleusung in den gewünschten Konzentrationen im Prozess belassen werden. Die Reaktionsprodukte Toluylendiamin (TDA) und Wasser werden in Schritt (IV) durch Kondensation selektiv aus dem Toluylendiamin enthaltenden Gasstrom entfernt. Bei mehreren in Serie geschalteten Reaktoren kann dies entweder nach jedem Reaktor oder bevorzugt nur nach dem letzten Reaktor geschehen. Geeignete Apparate hierfür sind dem Fachmann bekannt und sind z. B. Luftkühler oder Rohrbündelwärmeaustauscher. Die Kondensation erfolgt bevorzugt fraktionierend in mehreren hintereinandergeschalteten Kondensatoren (4010, 4020, 4030) mit sukkzesive sinkender Kondensationstemperatur, wobei die Gasphase eines Kondensators in den folgenden Kondensator geleitet wird. In einer bevorzugten Ausführungsform erfolgt die Kondensation so, dass zwei bis fünf, besonders bevorzugt vier, Kondensatfraktionen erhalten werden. In einer Ausführungsform mit fünf Kondensatfraktionen 6a, 6b, 6c, 6d und 6e kann die Kondensationstemperatur beispielsweise sukzessive wie folgt gesenkt werden:
6a: Kondensation bei 175 °C bis 195 °C,
6b: Kondensation bei 145 °C bis 165 °C,
6c: Kondensation bei 129 °C bis 149 °C, 6d: Kondensation bei 85 °C bis 105 °C
6e: Kondensation bei 30°C bis 50 °C.
Die auf diese Weise erhaltenen verschiedenen Kondensatströme (6a, 6b, 6c, ...) werden bevorzugt getrennt voneinander in verschiedene Stellen einer sich anschließenden Destillationssequenz geleitet. Diese Destillationssequenz kann aus gewöhnlichen Destillationskolonnen (oder einer einzelnen Destillationskolonne) bestehen, wie sie dem Fachmann geläufig sind (ist). In besonders bevorzugten Ausführungsformen umfasst die Destillationssequenz
1. wärmeintegrierte Konfigurationen wie bspw. Kolonnen mit Wärmepumpen oder sog.
HIDIC's („Heat integrated distillation columns") oder
2. thermisch gekoppelte Kolonnen wie bspw. Kolonnen mit Seitenstromstripp- oder Rektifikationskolonnen, Seitenstromverdampfer oder Vortrennkolonnen oder
Vorverdampfer, wie bspw. sog. Petlyuk- oder Kaibel-Konfigurationen, oder Trennwandkolonnen.
Darüber hinaus können die Destillationskolonnen eine Anzahl Flüssigkeits-Umpumpkreisläufe aufweisen. Werden mehrere Kondensatfraktionen 6a, 6b, etc. derselben Destillationskolonne zugeführt, so ist es bevorzugt, die bei höherer Temperatur erhaltenen Fraktionen oberhalb der bei geringerer Temperatur erhaltenen Fraktionen der Destillationskolonne zuzuführen.
Die genannten Destillationssequenzen sind erheblich kostengünstiger zu installieren und zu betreiben als eine TDA-Destillationssequenz nach dem Stand der Technik mit bis zu sechs Destillationskolonnen.
Aus dem verbleibenden nicht kondensierbaren Gasstrom wird bevorzugt ein Teilstrom ausgeschleust, um die Akkumulation flüchtiger unerwünschter Komponenten im Prozess zu vermeiden. Im Anschluss wird bevorzugt der Druck erhöht und der verdichtete Strom wieder in den Prozess zurückgeführt (Wasserstoff-haltiger Gasstrom 7).
Die in Schritt (IV) erhaltene Wasserstoff umfassende Gasphase 7 wird in Schritt (V) in die erste Verdampfungsapparatur (1000, 1010) zurückgeführt. In einer bevorzugten Ausführungsform wird die Wasserstoff umfassende Gasphase 7 verwendet, um den wasserstoffhaltigen Trägergasstrom 2 bereitzustellen. Dies kann so geschehen, dass Frischwasserstoff 200 mit dem DNT -haltigen Strom 1 vermischt (bevorzugt in einer Zweistoffdüse) wird, ehe der so erhaltene Mischstrom in den Trägergasstrom 2 (in dieser Ausführungsform identisch mit dem rezyklierten Gasstrom 7) eingesprüht wird (in FIG. 1 mit gestrichelten Linien gezeigt). Alternativ ist auch denkbar (wie in FIG. 1 mit durchgezogenen Linien gezeigt), Frischwasserstoff (200) mit dem rezyklierten Prozessgasstrom 7 zum Trägergasstrom 2 zu vereinigen, ehe der DNT -haltige Gasstrom 1 eingesprüht wird. Im Falle mehrerer in Serie geschalteter Reaktoren wird der Strom 7 unmittelbar nur für die Bereitstellung des Trägergasstromes 2 für den ersten Reaktor verwendet. Der Trägergasstrom für die folgenden Reaktoren ist der Toluylendiamin enthaltende Gasstrom (51), bzw., falls dieser, was bevorzugt ist, mit Frischwasserstoff (200) angereichert wird, wie in FIG. 3 gezeigt, der Strom 22, welcher natürlich die Bestandteile des Stroms 7 enthält.
Die in Schritt (IV) erhaltene Flüssigphase 6 (bzw. die Flüssigphasen 6a, 6b, 6c etc.) enthält neben dem Zielprodukt Toluylendiamin hauptsächlich Wasser sowie in untergeordneten Mengenanteilen Nebenkomponenten. Strom 6 (bzw. die Flüssigphasen 6a, 6b, 6c etc.) wird bevorzugt in einem weiteren Schritt (VI) durch an sich bekannte Verfahren umfassend die Destillation des rohen TDA aufgearbeitet, um Rein-Toluylendiamin zu gewinnen. Geeignete Verfahren sind beispielsweise in US 6,359,177 und US 7,307,190 beschrieben. Durch eine geeignete Vorfraktionierung in Schritt (IV) kann diese Aufarbeitung noch deutlich vereinfacht werden.
Nachstehend werden verschiedene Ausführungsformen der Erfindung anhand der Zeichnungen näher erläutert:
FIG. 1 zeigt in stark vereinfachter Form eine grundlegende Ausführungsform des erfindungsgemäßen Verfahrens mit nur einem Reaktor 3100. Auf die Darstellung von Details wie bspw. Verdichtern wurde aus Gründen der Übersichtlichkeit verzichtet. DNT technischer Reinheit (1) wird in einer Verdampfungsapparatur 1000 durch Einsprühen in den wasserstoffhaltigen Trägergasstrom 2 in die Gasphase überführt (Schritt (I), durchgezogene Linien). Es ist auch denkbar, den Prozessgasstrom 7 als wasserstoffhaltigen Trägergasstrom 2 zu verwenden und Frischwasserstoff 200 vor Eintritt in die Verdampfungsapparatur mit dem DNT- Strom 1 zu vermischen (gestrichelte Linien). Vor Eintritt in den Reaktor wird der Strom 3 in einer Vorrichtung 2000 von letzten Flüssigkeitströpfchen befreit (Schritt (II)). Der dabei erhaltene flüssige Strom 8 wird zur Vermeidung unerwünschter Reaktionen entweder rasch weiter abgekühlt oder kontrolliert zersetzt (z. B. durch Mikrowellenbestrahlung oder anderweitig herbeigeführte kontrollierte thermische Zersetzung; nicht gezeigt in der Abbildung). Der Gasstrom 4 wird in den Reaktor 3100 geleitet. Im Reaktionsraum 3000 findet die Hydrierung in Gegenwart des Katalysators 100 statt (Schritt (III)). Der den Reaktor verlassende gasförmige Produktstrom 5 wird im Wärmeaustauscher 5000 durch Wärmeaustausch mit Strom 7 gekühlt und in der Kondensationsapparatur 4000 kondensiert, wobei eine Toluylendiamin umfassende Flüssigphase 6 und eine Wasserstoff umfassende Gasphase 7 erhalten werden. Strom 7 wird, ggf. nach Ausschleusung eines kleinen Anteils (nicht gezeigt in der Abbildung) zur Verhinderung der Anreicherung unerwünschter Gase, mit dem Frischwasserstoff 200 vermischt, um den wasserstoffhaltigen Trägergasstrom 2 zu erhalten. Strom 7 wird im Wärmeaustauscher 5000 durch Wärmeaustausch mit Strom 5 vorgewärmt. Im Wärmeaustauscher 5000 kann bereits eine partielle Kondensation des Stroms 5 erfolgen. Im Allgemeinen wird diese jedoch nicht vollständig genug sein, sodass ein Kondensator 4000 nachgeschaltet wird. FIG. la zeigt in einem Ausschnitt des Gesamtverfahrens der in FIG. 1 gestrichelt dargestellten Ausführungsform eine bevorzugte Ausgestaltung dieser Ausführungsform, in welcher eine Zweistoffdüse 7000 eingesetzt wird. Frischwasserstoff 200 dient gleichzeitig als Zerstäubungsgas 9. Die Zweistoffdüse mündet direkt in die Verdampfungsapparatur 1000. Eine mögliche Ausgestaltung einer Zweistoffdüse 7000 als innenmischende Düse zeigt FIG. Ib.
Es ist bevorzugt, die Kondensation in Apparat 4000 so durchzuführen, dass bereits auf dieser Stufe eine Vortrennung des rohen TDA stattfindet, welche die nachfolgende Aufarbeitung erleichtert (FIG. 2). Hierzu wird das gasförmig anfallende Produkt 5 durch eine fraktionierende Kondensation in hintereinander geschalteten Kondensatoren (4010, 4020, 4030) mit sukzessive sinkender Temperatur in mehrere Kondensatfraktionen 6a, 6b, 6c, etc. aufgetrennt. Die in der Zeichnung gezeigte Ausführungsform mit drei Kondensatströmen ist exemplarisch zu verstehen. Jede der so erhaltenen Kondensatfraktionen wird der nachfolgenden Destillationssequenz (Schritt (VI)) an einer anderen, genau auf diese Fraktion abgestimmten Stelle der Destillationskolonne 6000 zugeführt. Auf diese Weise werden verschiedene Toluylendiamin-Fraktionen 8a, 8b, 8c und 8d erhalten, die sich in ihrer Isomerenzusammensetzung und im Nebenkomponentengehalt unterscheiden.
FIG. 3 zeigt eine Anordnung, in der anstelle eines Reaktors 3100 zwei adiabat betriebene Reaktoren 3110 und 3120 mit zwei Verdampfungsapparaturen 1010 und 1020 in Serie geschaltet sind. Die Darstellung von zwei Reaktoren ist rein exemplarisch; die tatsächliche Anzahl der zu wählenden Reaktoren hängt von vielen Faktoren wie der angestrebten Produktionskapazität, dem Kreisgasvolumen u. a. ab. Bevorzugt sind 8 bis 12 Reaktoren in Serie geschaltet. Die in FIG. 1 mit gestrichelten Linien dargestellte Reaktionsführung ist hier natürlich ebenfalls anwendbar und wurde nur aus Gründen der Übersichtlichkeit nicht eingezeichnet.
DNT technischer Reinheit (1) wird in einer Verdampfungsapparatur 1010 bzw. 1020 durch Einsprühen in den wasserstoffhaltigen Trägergasstrom 21 bzw. 22 in die Gasphase überführt (Schritt (I)). Vor Eintritt in den jeweiligen Reaktor wird der Strom 31 bzw. 32 in einer Vorrichtung 2010 bzw. 2020 weiter von Flüssigkeitströpfchen befreit (Schritt (II)) und so ein Gasstrom 41 bzw. 42 erhalten. In den Reaktoren 3110 und 3120 findet die Hydrierung unter adiabaten Bedingungen statt (Schritt (III)). Die Reaktionswärme spiegelt sich, bis auf unvermeidbare geringfügige Wärmeverluste, quantitativ in einer Temperaturzunahme des Gasstroms wider (adiabater Temperatur- sprung). Der den ersten Reaktor verlassende gasförmige Produktstrom 51 wird unter Dampfgewinnung in einem nachgeschalteten Wärmeaustauscher 5010 auf die Eintrittstemperatur der folgenden Stufe abgekühlt. Nach Durchlaufen des letzten Wärmeaustauschers 5020 durchläuft das Produkt eine mehrstufige Kondensation und Phasentrennung in 4000 (Schritt IV). Die dabei erhaltenen Ströme 6a, 6b und 6c werden in Schritt (VI) (in der Abbildung nicht gezeigt) zu Rein- TDA aufgearbeitet. Die erhaltene Gasphase wird, nach Wärmeaustausch mit Strom 52 und ggf. nach Ausschleusung eines kleinen Teils als Purge-Strom (in der Abbildung nicht gezeigt), als Strom 7 in den Prozess zurückgeführt (Schritt (V)).
Das erfindungsgemäße Verfahren kann in verschiedenen Ausführungsformen durchgeführt werden.
Die Reaktion im Reaktionsraum 3000 (3010, 3020) kann, wie bereits erwähnt, adiabat oder isotherm durchgeführt werden. Der Katalysator 100 (110, 120) kann in Form eines Festbetts oder fluidisiert vorliegen. Das Verfahren kann darüber hinaus mehrstufig (d. h. in mehreren Reaktionsräumen 3010, 3020, ...) mit mehrfacher Zugabe von frischem DNT durchgeführt werden, wobei zwei bis 10 Stufen bevorzugt sind. Dabei kann die Art des Reaktionsraums 3000 von Stufe zu Stufe variieren. Es ist bspw. eine Ausführungsform denkbar, in der sich adiabat und isotherm betriebene Reaktionsräume abwechseln (3010: adiabat, 3020: isotherm, 3030: adiabat, usw.). Es können auch Festbettreaktoren und Wirbelschichtreaktoren in einer Produktionsanlage miteinander kombiniert werden, bspw. abwechselnd. Darüber hinaus können zwischen den einzelnen Stufen Vorrichtungen zur Wärmeabfuhr
(Wärmeaustauscher) vorgesehen sein. Bevorzugt werden solche Vorrichtungen zur Wärmeabfuhr den adiabat betriebenen Reaktionsräumen nachgeschaltet. Bei isotherm betriebenen Reaktionsräumen erfolgt die Wärmeabfuhr im Reaktionsraum selbst. Es ist ebenfalls möglich, die Reaktionswärme der vorangegangenen Stufe teilweise bis vollständig für die (naturgemäß endotherme) Verdampfung von frischem DNT in jeder Stufe zu verwenden und so direkt nutzbar zu machen.
Beispiele
Beispiel 1 (Verfahrenssimulation mit Aspen Plus® für einen Prozess mit acht in Serie geschalteten Reaktoren; FIG. 4):
39,8 Tonnen DNT (1) wurden pro Stunde bei 70 °C bis 100 °C geschmolzen, auf einen absoluten Druck von 10 bis 20 bar verdichtet und in acht Ströme (11, 12, 18) aufgeteilt. 2959 kg/h
Frischwasserstoff (200) wurden bei dem gleichen absoluten Druck zugeführt und ebenfalls in acht Ströme (210, 220, 280) aufgeteilt. DNT- (11, 12, 18) und Frischwasserstoffströme (210, 220, 280) wurden jeweils in Zweistoffdüsen (nicht abgebildet) miteinander vermischt. Die resultierenden Mischströme wurden Sprühverdampfern (1010, 1020, 1080) zugeführt. Im ersten Sprühverdampfer wurde Kreisgas (7; ca. 100.000 m3/h) unter einem absoluten Druck von 4,2 bar als Trägergasstrom (21) verwendet, in den das DNT/Frischwasserstoffgemisch (11+210) eingesprüht wurde. Der resultierende überwiegend gasförmige Mischstrom (31) wurde durch einen Tropfenabscheider (2010) geführt. Die Verweilzeit des DNT vom Eintritt in den Sprühverdampder bis Eintritt in den Tropfenabscheider betrug dabei 0,25-0,35 sec. In der gezeigten Ausführungsform ist die Vorrichtung zur Tropfenabscheidung in die Verdampfungsapparatur integriert. Nicht verdampfbare Anteile wurden als flüssiger Strom (81) am Sumpf des Sprühverdampfers (1010) abgezogen. Alle so erhaltenen Flüssigströme unverdampfbarer Anteile (81, 82, 88) wurden rasch auf eine Temperatur unter 40°C abgekühlt und sicher entsorgt (nicht gezeigt in der Abbildung). Der Gasstrom (41) aus dem Sprühverdampfer wurde in den Reaktor 3110 geführt. Im Reaktionsraum 3010 wurde DNT unter adiabaten Bedingungen zu TDA umgesetzt. Der aus dem
Reaktor austretende TDA-haltige Kreisgasstrom (51) wurde in einem Wärmeaustauscher (5010) unter Gewinnung von 6-bar-Dampf auf eine Temperatur von 180°C gekühlt und dem nächsten Sprühverdampfer (1020) als Trägergasstrom (22) für das DNT/Frischwasserstoffgemisch (12+220) zugeführt. Der erhaltene Mischstrom (32) wird wie zuvor beschrieben von Tropfen befreit und im Reaktor 3120 zu TDA umgesetzt. Die weitere Umsetzung in den Reaktoren 3130 bis 3180 erfolgte analog mit geringfügig abweichenden Temperaturen.
Der nach Durchlaufen des letzten Reaktors (3180) erhaltene Produktgasstrom (58) wurde durch mehrere Wärmeaustauscher geführt (vereinfacht als 5080 dargestellt), in denen bereits eine fraktionierende partielle Kondensation zu flüssigen TDA-haltigen Strömen (6a, 6b, 6c) erfolgte. Der verbleibende Gasstrom wurde in einem Wäscher (4000) partiell zur TDA-haltigen Flüssigsphase 6d verflüssigt. Das Kopfprodukt des Wäschers (4000) wurde durch einen Kondensator (4010) geleitet, die dort erhaltene Flüssigphase, die überwiegend aus Wasser und untergeordneten Anteilen von niedrig siedenden Nebenprodukten und Spuren von TDA bestand, partiell in den Wäscher zurückgeführt und partiell ausgeschleust. Dem aus dem Kondensator (4010) austretenden Kreisgasstrom (7) wurde ein kleiner Purge-Strom entnommen, und der verbleibende Kreisgasstrom (7) wurde verdichtet (beides nicht gezeigt in der Abbildung). Nach Aufheizung durch indirekten Wärmeaustausch mit dem heißen TDA-Gasstrom 58 in 5080 wurde der Kreisgasstrom (7) als Trägergasstrom (21 = 7) der Verdampfung des DNT/Frischwasser- Stoffgemisches (11+210) im Sprühverdampfer (1010) zugeführt.
Die Kondensation der einzelnen TDA-Fraktionen erfolgte bei folgenden Temperaturen:
6a: 185 °C
6b: 155 °C
6c: 135 °C 6d: 95 °C
Diese vier Ströme wurden getrennt voneinander einer Destillationskolonne mit Umlaufverdampfer, Seitenabzug und Kopfkondensator zugeführt (nicht gezeigt in FIG. 4), wobei der Strom 6a 5 theoretische Stufen oberhalb des Sumpfes in die Kolonne eingespeist wurde. Strom 6b wurde oberhalb von 6a, Strom 6c oberhalb von 6b und Strom 6d oberhalb von 6c eingespeist. Der absolute Druck am Kopf der Destillationskolonne betrug 60 mbar. Es wurden vier Produktströme entnommen:
Gasförmiges Kopfprodukt überwiegend umfassend Wasser und Leichtsieder; flüssiges Kopfprodukt überwiegend umfassend o-TDA; ein als Seitenstrom entnommenes Produkt überwiegend umfassend m-TDA (25 Tonnen pro Stunde);
Sumpfprodukt überwiegend umfassend Schwersieder.
Der Energiebedarf des Umlaufverdampfers betrug 5,5 MW bei 202 °C.
Für eine solche Destillationsleistung ist nach dem Stand der Technik der Einsatz mehrerer Destillationskolonnen erforderlich. Dies wird in der Fachliteratur deutlich; siehe exemplarisch Kirk-Othmer, Encyclopedia of Chemical Technology, John Wiley & Sons Inc; 5. Auflage (31.
Januar 2004), Vol. 2, Seite 485, Online-ISBN: 9780471238966, wo der Einsatz von drei Destillationskolonnen für die Wasser- und Isomerentrennung beschrieben wird. EP1935871A2 beschreibt, dass durch eine geeignete Energiesparverschaltung mit der Reaktionssektion umgerechnet 10,9 MW Fremddampf für die Wasserabtrennung zur Gewinnung von 25 t/h m-TDA- Produktstrom benötigt werden. Gemäß US7307190B2 lässt sich die anschließende Isomerentrennung energiesparend in einer Trennwandkolonne bewerkstelligen, wofür eine Verdampferleistung von umgerechnet 5,6 MW für die Gewinnung von 25 t/h m-TDA- Produktstrom benötigt wird. Nach dem Stand der Technik werden für die gesamte Reaktionsgemischauftrennung demnach in Summe mindestens 15,5 MW Verdampferleistung in mindestens zwei Kolonnen benötigt, im Vergleich zu 5,5 MW gemäß dem erfindungsgemäßen Verfahren. Darüber hinaus ist die erfindungsgemäße Destillation in einer Kolonne apparativ kostengünstiger herzustellen und einfacher zu betreiben als die zwei-Kolonnen- Destillationssequenz nach dem Stand der Technik, bestehend aus einer Kolonne mit Wärmeintegration der Reaktionssektion und aus einer Trennwandkolonne.

Claims

Patentansprüche
1. Kontinuierliches Verfahren zur Herstellung von Toluylendiamin durch Hydrierung von Dinitrotoluol in der Gasphase umfassend die Schritte
(I) Einsprühen eines Dinitrotoluol umfassenden Stromes (1, 11, 12) in einen wasserstoffhaltigen Trägergasstrom (2, 21, 22) in einer Verdampfungsapparatur (1000, 1010, 1020) wobei a) die Temperatur des Dinitrotoluol umfassenden Stromes (1, 11, 12) 70 °C bis 150 °C und die Temperatur des wasserstoffhaltigen Trägergasstroms (2, 21, 22) 140 °C bis 300 °C beträgt, b) der absolute Druck des Dinitrotoluol umfassenden Stromes (1, 11, 12)
3,0 bar bis 30 bar und der absolute Druck des wasserstoffhaltigen Trägergasstroms (2, 21, 22) 1,0 bar bis 10 bar beträgt, wobei der Druck des Dinitrotoluol umfassenden Stromes (1, 11, 12) höher ist als der des wasserstoffhaltigen Trägergasstroms (2, 21, 22), c) das molare Verhältnis von Wasserstoff zu DNT 6,0 : 1 bis 900 : 1 beträgt, sodass ein Dinitrotoluol und Wasserstoff umfassender Strom (3, 31, 32) erhalten wird;
(II) Abtrennung oder gezielte Zersetzung der in dem Dinitrotoluol und Wasserstoff umfassenden Strom aus Schritt (I) (3, 31, 32) enthaltenen Flüssigkeitsstropfen unter Erhalt eines an Flüssigkeitstropfen abgereicherten Dinitrotoluol und Wasserstoff umfassenden Gasstroms (4, 41, 42);
(III) Umsetzung des in dem an Flüssigkeitstropfen abgereicherten Dinitrotoluol und Wasserstoff umfassenden Gasstroms (4, 41, 42) enthaltenen Dinitrotoluols mit Wasserstoff in wenigstens einem Reaktionsraum (3000, 3010, 3020) in Gegenwart eines Katalysators (100, 110, 120) bei einem absoluten Druck von 1,0 bar bis 10 bar, einer Temperatur von 140 °C bis 300 °C und einer Verweilzeit im Reaktionsraum von 0,1 s bis 10 s, sodass ein Toluylendiamin enthaltender Gasstrom (5, 51, 52) erhalten wird,
(IV) Trennung des in Schritt (III) nach Durchlaufen des letzten Reaktionsraums (3000, 3020) erhaltenen Toluylendiamin enthaltenden Gasstroms (5, 52) in eine Toluylendiamin umfassende Flüssigphase (6) und eine Wasserstoff umfassende Gasphase (7) durch Kondensation, (V) Rückführung wenigstens eines Teils der in Schritt (IV) erhaltenen Wasserstoff umfassenden Gasphase (7) in die erste Verdampfungsapparatur (1000, 1010) von Schritt (I).
2. Verfahren nach Anspruch 1, bei dem das Einsprühen des Dinitrotoluol umfassenden Stromes (1, 11, 12) in den wasserstoffhaltigen Trägergasstrom (2, 21, 22) in Schritt (I) mittels wenigstens einer Zweistoffdüse (7000) erfolgt, durch die zusätzlich zum Dinitrotoluol umfassenden Strom (1, 11, 12) ein Strom eines Zerstäubungsgases 9 geleitet wird, das gegenüber dem in der Umgebung auf der Düsenaustrittsseite herrschenden absoluten Druck unter einem 1 ,0 bar bis 20 bar höheren Druck steht.
3. Verfahren nach Anspruch 2, bei dem als Zerstäubungsgas 9 Wasserdampf, Stickstoff, Frischwasserstoff 200, ein Teil der Wasserstoff umfassenden Gasphase 7, ein Teil des wasserstoffhaltigen Trägergasstromes (2, 21, 22) oder eine Mischung aus zwei oder mehr der vorgenannten Gase eingesetzt wird.
4. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 3, bei dem die Kondensation in Schritt (IV) fraktionierend mit sukkzesive sinkender Kondensationstemperatur durchgeführt wird, sodass mehrere Toluylendiamin umfassende Flüssigphasen (6a, 6b, 6c) erhalten werden.
5. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 4, bei dem
(VI) die in Schritt (IV) erhaltene Toluylendiamin umfassende Flüssigphase 6 oder die Toluylendiamin umfassenden Flüssigphasen (6a, 6b, 6c) destillativ aufgearbeitet wird/werden, um Rein-Toluylendiamin zu gewinnen.
6. Verfahren nach Anspruch 5, bei dem die Kondensation in Schritt (IV) fraktionierend mit sukzessive sinkender Kondensationstemperatur durchgeführt wird, sodass mehrere Toluylendiamin umfassende Flüssigphasen (6a, 6b, 6c) erhalten werden, die in Schritt (VI) getrennt voneinander in verschiedene Stellen der destillativen Aufarbeitung geleitet werden. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 6, bei dem das Dimtrotoluol im Dimtrotoluol umfassenden Strom (1, 11, 12) die folgende Zusammensetzung aufweist:
99,00 Massen-% bis 99,94 Massen-% Dimtrotoluol,
> 5 ppm Nitrokresole,
> 20 ppm Trinitrotoluol,
> 500 ppm sonstige Verunreinigungen umfassend Wasser, Mononitrotoluol, Schwefelsäure und Salze der Schwefelsäure, jeweils bezogen auf die Gesamtmasse des Dinitrotoluols im Dimtrotoluol umfassenden Strom (1, 11, 12).
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